Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Аэродинамические характеристики шахтной вентиляторной установки. Регулирование ее производительности 13
1.1. Технологическая схема и особенности регулирования производительности шахтной вентиляторной установки 13
1.2. Аэродинамические характеристики вентиляторов 16
1.3. Регулирование производительности осевого вентилятора 21
1.4. Обоснование и выбор электропривода вентиляторной установки 33
Выводы 37
ГЛАВА 2. Математическая модель синхронного электропривода по схеме вентильного двигателя 38
2.1. Электромагнитный момент вентильного двигателя 38
2.2. Вентильный двигатель в некоммутационном режиме 46
2.3. Вентильный двигатель в коммутационном режиме 56
2.4. Обобщенная векторно-матричная структурная схема вентильного двигателя 66
2.5. Перегрузочная способность вентильного двигателя 71
2.6. Структура управления вентильного двигателя 72
Выводы 82
ГЛАВА 3. Энергетические показатели электропривода шахтной вентиляторной установки 83
3.1. Энергетические потери синхронного вентильного электропривода 83
3.2. Коэффициент полезного действия электропривода шахтной вентиляторной установки 86
3.3. Энергетические показатели синхронного вентильного электропривода при различных режимах его работы 87
3.4. Производительность и энергетическая эффективность вентильного электропривода шахтной вентиляторной установки 99
Выводы 104
ГЛАВА 4. Экспериментальные исследования режимов работы синхронного электропривода по схеме вентильного двигателя 105
4.1. Лабораторная установка для исследования режимов работы синхронного электропривода по схеме вентильного двигателя 105
4.2. Статические и динамические режимы работы синхронного вентильного электропривода 112
4.3. Коммутационные режимы работы синхронного вентильного электропривода 125
Выводы 130
Заключение 132
Литература 134
Приложения 142
- Технологическая схема и особенности регулирования производительности шахтной вентиляторной установки
- Электромагнитный момент вентильного двигателя
- Энергетические потери синхронного вентильного электропривода
- Лабораторная установка для исследования режимов работы синхронного электропривода по схеме вентильного двигателя
Введение к работе
Основным потребителем электроэнергии в рудодобывающих шахтах являются подъемные машины и вентиляторная установка. Из 30 % электроэнергии, расходуемой на вентиляцию шахты, основная доля принадлежит главным вентиляторным установкам (ГВУ) или установкам главного проветривания [1,2]. Для крупных рудодобывающих шахт мощность электропривода ГВУ достигает диапазона 3.. .7 МВт. Вполне очевидно, что при подобных мощностях важную роль играют вопросы энергосбережения.
Ствол шахты представляет собой сложную аэродинамическую систему с постоянно изменяющимся аэродинамическим сопротивлением сети, которое определяет производительность и напор вентиляторной установки [3,4, 5].
Отличительной особенностью вентиляционной системы является постоянное изменение схемы шахтного проветривания с большой протяженностью и разветвленностью вентиляционной сети. Вывод режимов вентиляции на максимальную производительность и давление происходит в течение десятка лет. К тому же на параметры всей системы заметно влияет изменение естественной тяги от температуры воздуха на поверхности рудника в течение суток, недель, месяцев и сезонов года.
Сказанное предопределяет необходимость регулирования производительности вентиляторной установки при сохранении ее высоких энергетических показателей.
Существует два основных направления в регулировании производительности вентиляторов. Первое из них связано с изменением аэродинамической характеристики вентилятора или сети. Второе - с изменением частоты вращения вентилятора изменением частоты вращения его электропривода.
Соотношения, полученные на основе аэродинамических законов [3, 6, 7], показывают, что даже небольшое изменение производительности дросселированием или изменением угла поворота лопаток направляющего
5 аппарата, т.е. изменением аэродинамической характеристики сети, в кубической зависимости влияет на потребляемую мощность, в то время, как изменение скорости, пропорционально изменению производительности. Таким образом, регулирование скорости дает большую экономию электроэнергии по сравнению с дроссельным регулированием.
Иначе обстоит дело с регулированием производительности изменением аэродинамической характеристики турбомеханизма. В частности, изменением поворота лопаток рабочего колеса осевого вентилятора. В этом случае, изменяя характеристику турбомеханизма, удается в широких пределах регулировать производительность вентилятора в зоне его высокого КПД
[8].
Несмотря на то, что этот метод уже давно используется в отечественной и зарубежной практике, изменение угла поворота лопаток осуществляется вручную при остановленном вентиляторе и занимает существенное время [6, 9, 10].
С начала 80-х годов ведущими зарубежными фирмами освоено производство вентиляторов с регулированием угла поворота лопаток на ходу, в рабочем режиме. Теория регулирования производительности осевых вентиляторов изменением угла поворота лопаток на ходу представлена в отечественных работах [11, 12, 13]. Показателем работы таких вентиляторов является семейство аэродинамических характеристик при различных углах поворота лопаток с совмещением на этих характеристиках эллипсообраз-ных зон соответствующих различным КПД. Диапазон регулирования производительности таких механизмов составляет 10...100% от номинальной, а максимальный КПД по информационным данным фирмы Flakt&Woods превышает 93%. Электроприводом в таких установках, как правило, является синхронный двигатель, питающийся непосредственно от сети.
Для улучшения эксплуатационных характеристик мощных синхронных электроприводов применяются пусковые устройства разных типов. Технико-экономический анализ показывает, что наиболее привлекательным пусковым устройством для синхронного двигателя мощностью более
5 МВт и напряжением 6 кВ является пусковое устройство по схеме вентильного двигателя [14]. Особенность такого пускового устройства состоит в возможности полноценного регулирования скорости электропривода, без каких либо изменений в силовой схеме.
Отсюда понятен интерес к анализу энергетических показателей регулирования производительности совместным изменением угла поворота лопаток рабочего колеса осевого вентилятора и изменением скорости его электропривода.
Сложность процессов, происходящих в вентильном двигателе и переменная структура электромагнитной связи обмоток статора и ротора, затрудняют получение точных аналитических соотношений между переменными ВД. Наличие бесконтактного коммутатора превращает ВД в сложную электромеханическую систему, работающую в двух режимах работы: коммутационном и некоммутационном. Кроме того, синхронная машина в схеме ВД питается несинусоидальным током, что приводит к необходимости учета высших гармоник тока в обмотках машины при расчете потерь в подобном электроприводе.
В большинстве аналитических соотношений, описывающих работу ВД, используются такие переменные, как угол коммутации, угол опережения открытия тиристоров трехфазного мостового выпрямителя, ЭДС коммутации [15, 16, 17, 18, 19], которые на этапе определения характеристик ВД еще не известны и могут иметь ограничения, связанные с технологическими требованиями. Следует так же отметить, что в отличии от коллекторных двигателей постоянного тока, синхронных и асинхронных двигателей, ВД всегда должен работать вместе с системой регулирования, главным образом, во избежание опрокидывания тиристорного коммутатора. Поэтому статические характеристики ВД, подобные характеристикам других типов машин, оказываются для анализа его работы мало приемлемыми.
В наиболее распространенной теории вентильного электропривода [15, 16, 17] действие сложных форм токов и напряжений статора заменяется действием первых гармоник, а соотношения переменных ВД в коммута-
7 ционном режиме рассматривается отдельно. Практическое использование
таких аналитических решений (частотный анализ, построение функций чувствительности, синтез систем управления, математический анализ непрерывных функций) оказывается слишком сложным и излишним при проектировании вентильных электроприводов и анализа их энергетических показателей. Поэтому возникает необходимость в создании математической модели, которая наибольшим образом приближалась бы к физической картине процессов происходящих в ВД и требовала бы доступные на этапе проектирования технические данные.
При выборе синхронного двигателя с питанием по схеме «вентильного двигателя» для частотного плавного пуска или для электропривода, работающего в режиме регулирования скорости, особое внимание необходимо уделять параметрам демпферной обмотки (активным и реактивным сопротивлениям). Активные сопротивления определяют величину тепловых потерь роторной обмотки двигателя, а реактивные сопротивления влияют на устойчивость коммутационного процесса, формируя значения сверхпереходного сопротивления статора по продольной и поперечной осям [15, 16].
При большой величине активных сопротивлений возможен перегрев обмотки ротора, что часто вызывает разрушение изоляции ротора с последующим выходом из строя всего двигателя. А отсутствие датчиков температуры в обмотках ротора не позволяет диагностировать такой перегрев.
Величина реактивных сопротивлений демпферной обмотки ротора определяет время процесса коммутации токов и напряжений тиристорного коммутатора, которое является принципиальным для вентильного двигателя. Время коммутации зависит от значения ЭДС коммутации, создаваемой вращающимся результирующим магнитным потоком в обмотках статора, которая осуществляет коммутацию титисторов тиристорного коммутатора. При достаточной ЭДС статора процесс коммутации проходит быстро и завершается раньше момента изменения полярности напряжения на выходящем из работы тиристоре. В противном случае происходит параллельное включение двух тиристоров одной группы с последующим развитием ава-
8 рийной ситуации [18, 20, 21, 22, 23]. Для создания достаточной величины
ЭДС коммутации необходимы малые величины сверхпереходных сопротивлений по продольной и поперечной осям.
Целью работы является разработка и исследование синхронного электропривода шахтной вентиляторной установки с питанием по схеме ВД с повышенными энергетическими показателями при совместном регулировании производительности изменением углов поворота лопаток осевого вентилятора и частоты его вращения. Указанная цель определила следующие основные задачи диссертационной работы:
Анализ аэродинамических характеристик осевого вентилятора при регулировании его производительности изменением частоты вращения и угла поворота лопаток.
Технико-экономическое обоснование применения синхронного вентильного электропривода шахтной вентиляторной установки.
Разработку математической модели вентильного двигателя в режимах пуска и регулирования частоты вращения, т.е. в режимах искусственной и естественной коммутации и на ее основе определение энергетических потерь в ВД.
Определение предельно-допустимых углов коммутации и перегрузочной способности вентильного синхронного двигателя при максимальных технологических режимах его работы. На основе расчетных переменных математической модели определение потерь ВД и их сравнение с потерями при питании синхронного двигателя от сети 6 кВ.
Определение передаточных функций ВД и синтез его САР скорости на основе принципов подчиненного регулирования.
Апробацию математической модели ВД на экспериментальной установке.
Анализ энергетических показателей ВД при регулировании производительности осевого вентилятора изменением частоты вращения и угла поворота лопаток осевого вентилятора.
Определение зон и режимов работы вентиляторной установки, обеспечивающих ее максимальную производительность и энергетическую эффективность.
Методика проведения исследований. Использование уравнений Пар-ка-Горева для моделирования синхронной машины в коммутационном и некоммутационном режимах работы ВД. Применение теоремы постоянства потокосцепления ротора синхронной машины в режиме двухфазного короткого замыкания для моделирования коммутационного режима вентильного двигателя. Моделирование в математической среде Matlab (Simulink) с использованием передаточных функций и векторно-матричного исчисления. Переменные математической модели апробированы экспериментальными данными, полученными на лабораторном стенде вентильного двигателя. Исследование энергетических показателей осевого вентилятора на основе аэродинамических соотношений. Синтез системы управления на основе принципов подчиненного регулирования и аппроксимации передаточных функций.
Научная новизна.
На основании семейства аэродинамической характеристики осевого вентилятора главного проветривания шахты с изменяемым утлом поворота лопаток рабочего колеса определены характеристики вентилятора для скоростей вращения в диапазоне 70...100% от номинальной. Анализ аэродинамических характеристик показал, что при сочетании изменения угла поворота лопаток и регулировании скорости вентилятора может быть получен повышенный КПД вентиляторной установки.
Определены зоны и режимы перехода регулирования производительности вентилятора главного проветривания шахты за счет из-
10 менения угла поворота лопаток к режиму регулирования изменением скорости вращения осевого вентилятора.
Разработана математическая модель вентильного двигателя в режимах искусственной и естественной коммутации тиристоров, как в статических, так и в динамических режимах работы электропривода. Отличием данной модели от существующих является: учет дискретности состояний ВД (коммутационный и некоммутационный режимы), учет параметров демпферных обмоток синхронного двигателя, возможность анализа переменных электропривода в зависимости от углов управления тиристорным коммутатором, сетевым преобразователем и выпрямителем обмотки возбуждения двигателя. Модель позволяет оценивать переменные ВД во всех его энергетических и технологических режимах работы.
По данным математической модели ВД определен допустимый угол коммутации (не выше 150) и перегрузочная способность по моменту (до 1,627) вентильного синхронного двигателя при максимальных технологических режимах работы вентиляторной установки главного проветривания шахты.
Определены зависимости полной, активной и реактивной мощностей, напряжения обмоток статора, угла коммутации, среднего электромагнитного момента, cos
от тока промежуточного звена, тока возбуждения, угла управления коммутатором, способствующие определению минимального и максимального токов возбуждения, максимального угла управления коммутатором, перегрузочной способности вентильного двигателя.
Определены суммарные энергетические потери в синхронном вентильном двигателе во всем технологическом диапазоне работы вентилятора главного проветривания шахты.
Практическая ценность и реализация работы. Инженерная методика расчета статических характеристик и параметров управления синхронным
11 двигателем по схеме ВД позволяет решать основные проблемы проектирования и наладки подобных электроприводов. Математическая модель вентильного двигателя обеспечивает его исследование по коммутационной способности и перегрузке для синхронных двигателей общепромышленного назначения, оснащенных демпферной обмоткой. Дана оценка энергетических показателей регулирования производительности осевого вентилятора за счет изменения угла поворота лопаток вентилятора и скорости его вращения. Определены участки вентиляторной характеристики осевого вентилятора, где энергетически целесообразно регулирование его производительности.
Результаты работы явились основой для реализации синхронного вентильного электропривода вентиляторной установки главного проветривания ствола №7 рудника «Таймырский» ОАО ГМК «Норильский Никель», что подтверждается актом о внедрении результатов диссертационной работы (П. 12).
К защите представляются следующие основные положения.
Область энергетической эффективности регулирования производительности осевого вентилятора шахтной вентиляторной установки за счет совместного регулирования угла поворота лопаток вентилятора и частоты его вращения.
Модель вентильного двигателя в режимах искусственной и естественной коммутации тиристоров, как в статических, так и в динамических режимах работы электропривода. Особенностью модели является учет демпферных обмоток синхронного двигателя, а также возможность анализа переменных электропривода в зависимости от углов управления тири-сторным коммутатором, сетевым преобразователем и током возбуждения двигателя. Модель позволяет оценивать переменные ВД во всех его технологических режимах работы.
Определены зоны и режимы перехода регулирования производительности вентилятора главного проветривания шахты за счет изменения угла поворота лопаток к режиму регулирования производительности изме-
12 нением скорости вращения осевого вентилятора. Для расчетного значения
эквивалентного отверстия шахты Л=2,853 м , доказана целесообразность постоянства номинальной скорости вращения лопаток при регулировании производительности в диапазоне 450...600 м /с и регулировании производительности изменением частоты вращения вентилятора в диапазоне 340.. .450 м3/с. При этом КПД вентилятора увеличивается на 11%.
Основные результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на 11 и 12-ой международных научно-технических конференциях студентов и аспирантов "Радиоэлектроника, электротехника и энергетика", МЭИ, 2005, 2006 г.
Основное содержание диссертационной работы опубликовано в шести печатных трудах.
Технологическая схема и особенности регулирования производительности шахтной вентиляторной установки
Разработана математическая модель вентильного двигателя в режимах искусственной и естественной коммутации тиристоров, как в статических, так и в динамических режимах работы электропривода. Отличием данной модели от существующих является: учет дискретности состояний ВД (коммутационный и некоммутационный режимы), учет параметров демпферных обмоток синхронного двигателя, возможность анализа переменных электропривода в зависимости от углов управления тиристорным коммутатором, сетевым преобразователем и выпрямителем обмотки возбуждения двигателя. Модель позволяет оценивать переменные ВД во всех его энергетических и технологических режимах работы.
По данным математической модели ВД определен допустимый угол коммутации (не выше 150) и перегрузочная способность по моменту (до 1,627) вентильного синхронного двигателя при максимальных технологических режимах работы вентиляторной установки главного проветривания шахты.
Определены зависимости полной, активной и реактивной мощностей, напряжения обмоток статора, угла коммутации, среднего электромагнитного момента, cos p от тока промежуточного звена, тока возбуждения, угла управления коммутатором, способствующие определению минимального и максимального токов возбуждения, максимального угла управления коммутатором, перегрузочной способности вентильного двигателя.
Определены суммарные энергетические потери в синхронном вентильном двигателе во всем технологическом диапазоне работы вентилятора главного проветривания шахты.
Практическая ценность и реализация работы. Инженерная методика расчета статических характеристик и параметров управления синхронным двигателем по схеме ВД позволяет решать основные проблемы проектирования и наладки подобных электроприводов. Математическая модель вентильного двигателя обеспечивает его исследование по коммутационной способности и перегрузке для синхронных двигателей общепромышленного назначения, оснащенных демпферной обмоткой. Дана оценка энергетических показателей регулирования производительности осевого вентилятора за счет изменения угла поворота лопаток вентилятора и скорости его вращения. Определены участки вентиляторной характеристики осевого вентилятора, где энергетически целесообразно регулирование его производительности. Результаты работы явились основой для реализации синхронного вентильного электропривода вентиляторной установки главного проветривания ствола №7 рудника «Таймырский» ОАО ГМК «Норильский Никель», что подтверждается актом о внедрении результатов диссертационной работы (П. 12). К защите представляются следующие основные положения. 1. Область энергетической эффективности регулирования производительности осевого вентилятора шахтной вентиляторной установки за счет совместного регулирования угла поворота лопаток вентилятора и частоты его вращения. 2. Модель вентильного двигателя в режимах искусственной и естественной коммутации тиристоров, как в статических, так и в динамических режимах работы электропривода. Особенностью модели является учет демпферных обмоток синхронного двигателя, а также возможность анализа переменных электропривода в зависимости от углов управления тири-сторным коммутатором, сетевым преобразователем и током возбуждения двигателя. Модель позволяет оценивать переменные ВД во всех его технологических режимах работы. 3. Определены зоны и режимы перехода регулирования производительности вентилятора главного проветривания шахты за счет изменения угла поворота лопаток к режиму регулирования производительности изме 12 нением скорости вращения осевого вентилятора. Для расчетного значения эквивалентного отверстия шахты Л=2,853 м , доказана целесообразность постоянства номинальной скорости вращения лопаток при регулировании производительности в диапазоне 450...600 м /с и регулировании производительности изменением частоты вращения вентилятора в диапазоне 340.. .450 м3/с. При этом КПД вентилятора увеличивается на 11%. Основные результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на 11 и 12-ой международных научно-технических конференциях студентов и аспирантов "Радиоэлектроника, электротехника и энергетика", МЭИ, 2005, 2006 г. Основное содержание диссертационной работы опубликовано в шести печатных трудах.
Электромагнитный момент вентильного двигателя
Вопросам теории и расчета вентильного двигателя, выполненного на основании трехфазной синхронной машины и зависимого инвертора на тири 47 сторах, посвящено значительное число работ [3, 16, 17, 54, 55, 56, 57]. В этих работах электромагнитные процессы в вентильном двигателе анализируются на основе теории синхронной машины при различных электромагнитных допущениях, позволяющих найти аналитические выражения для мгновенных значений переменных величин (токов, напряжений, потокосцеплений) и статических характеристик и обладают наглядностью при анализе влияния различных параметров двигателя на характер электромагнитных процессов происходящих в нем.
Однако приближенные методы не позволяют решать целый ряд задач, связанных с расчетами и касающихся коммутационной устойчивости вентильного двигателя. Определение минимального значения индуктивности дросселя из условия обеспечения надежной работы тиристоров по предельно допустимым значениям производных тока и напряжения (особенно в высо-коиспользуемых вентильных двигателях повышенной частоты). Анализ допустимого уровня электромагнитных потерь от пульсации тока. Колебание частоты вращения ротора и ряд других задач.
Для решения подобных задач, а также для автоматизации расчетов переменных величин и характеристик вентильного двигателя целесообразно использовать в качестве теоретической основы дифференциальные уравнения синхронной машины, наиболее полно описывающие электромагнитные процессы в машинно-полупроводниковых системах [58].
Наличие полупроводникового коммутатора и периодическое включение и отключение отдельных фаз определяют особенности электромагнитных процессов в вентильном двигателе по сравнению с синхронной машиной. Эти процессы являются дискетными, циклически повторяющимися переходными процессами (квазиустановившимися), независимо от характера временных функций внешних воздействующих факторов (напряжения питания, момента нагрузки, угла опережения включения тиристоров ТК и т. п.). Модель синхронного двигателя в некоммутационном режиме
Рис. 2.5 показывает схематически поперечный разрез явнополюсной машины с двумя полюсами. Обмотки трехфазного статора распределены в пазах по окружности внутреннего диаметра. На роторе, кроме обмотки возбуждения, находится также демпферная обмотка. Если разложить токи демпферных обмоток на две составляющие, магнитное воздействие которых действует в направлении поля возбуждения (продольная ось d) и поперечно к нему (поперечная ось q), то получаются две короткозамкнутые вспомогательные обмотки в направлении d и q.
Схема расположения обмоток трехфазного синхронного двигателя Следовательно, в синхронной машине речь идет о системе с шестью пространственно распределенными обмотками, которые в зависимости от угла поворота связаны друг с другом электромагнитными силами.
Условимся для любой обмотки обозначать: L и М соответственно собственную и взаимную индуктивность обмотки с другими обмотками; г - активное сопротивление обмотки; і, , и - мгновенные значения тока, потокосцеп-ления и напряжения на зажимах обмотки. Принадлежность величины к соответствующей обмотке будем отмечать буквенными индексами, которые для каждой из обмоток принимаются следующими: для фазных обмоток статора - а, Ь, с,
Подстрочные индексы в уравнении (2.5) определяют обмотки, между которыми действует взаимная индуктивность М. Так коэффициент Маь - означает индуктивное влияние на обмотку а, от тока іь, протекающего по обмотке Ь.
Поскольку магнитная проницаемость стали Цс=оо, то, согласно принципу взаимности, взаимные индуктивности с переставленными подстрочными индексами раВНЫ, Т.Є. Mab=Mba, Mfa-Мф Mayd=Myda и т.д.
Индуктивности неподвижных друг относительно друга контуров, по отношению к которым конфигурация магнитной системы остается неизменной при любом положении ротора в пространстве, остаются постоянными. В приведенной на рис. 2.5 схеме расположения обмоток синхронной машины такой индуктивностью будет взаимная индуктивность демпферной обмотки и обмотки возбуждения по продольной оси Mfyd. Остальные индуктивности будут меняться относительно положения ротора в пространстве в соответствии с периодическими функциями. Решение дифференциальных уравнений с переменными коэффициентами индуктивностей крайне затруднительно и ведет к большому объему вычислений.
Уравнения синхронной машины могут быть заметно упрощены путем перехода из неподвижной трехфазной системы координат в двухфазную, вращающуюся со скоростью ротора (преобразования Парка-Горева), и нормирования переменных и параметров синхронного двигателя [37, 48, 59, 60].
Значения параметров и переменных в относительных единицах не имеют размерности и в литературе обозначаются звездочкой в верхнем индексе параметра или переменной. Но поскольку в данной главе дальнейшая работа производится только с относительными значениями, то индекс в обозначении параметров и переменных опускается.
Такое линейное преобразование от осей а,Ь,с к осям d,q приводит к замене неподвижных фазных обмоток статора двумя эквивалентными контурами, обтекаемыми токами id и iq\ магнитные оси этих контуров направлены вдоль осей d и q.
Энергетические потери синхронного вентильного электропривода
Положение рабочей точки вентилятора зависит от величины эквивалентного отверстия шахты А, которое определяет характеристику сети. Для точки номинальной и максимальной работы вентилятора (с параметрами QH0M, Нном и ()Л1ах, НЛШХ)А определяется по уравнению (1.3). Характеристики сети, проходящие через эти точки работы представлены на рис. 1.10 кривыми А] VLA2.
В табл. П5 и П6 сведены характеристики, полученные при регулировании производительности осевого вентилятора изменением скорости электропривода для различных углов положения лопаток в диапазоне -18...+6 и характеристиках сети А\ и А2. Здесь учитывались и потери ВД при регулировании частоты вращения и изменении нагрузки на валу двигателя. Учет этих потерь проводился по соотношениям, изложенным в п. 3.1 и переменным, рассчитанным на математической модели ВД для разных скоростей и нагрузок, соответствующих рабочим режимам [84].
В табл. П7, П8 сведены характеристики, полученные при регулировании производительности осевого вентилятора изменением угла поворота лопаток в диапазоне -24...+6 и характеристиках сети А/ и А2. Учет потерь синхронного двигателя при этом производился по зависимости цсд(М) приведенной нарис. 3.1.
По данным табл. П5 - П8 на рис. 3.8 построены зависимости суммарного КПД вентиляторной установки ТЕ при работе электропривода вентилятора в разных режимах регулирования производительности. На рис. 3.8, а построены аэродинамические характеристики осевого вентилятора с Ai=2,S53 и2.
Кривая 1 отражает изменение г\% ГВУ при регулировании производительности изменением угла поворота лопаток в диапазоне -18...+6 и питании синхронного двигателя от сети. Зависимость изменения т ГВУ при регулировании производительности изменением угла поворота лопаток с ВД на номинальной скорости вращения показана кривой 2.
Кривые 3...7 отражают изменение т ГВУ при регулировании скорости вентилятора в диапазоне (0,7...1)лНОЛ/. Каждая из этих кривых рассчитана при углах поворота лопаток в диапазоне -18.. .+6.
Из анализа зависимостей ГЕ( 2) на рис. 3.8, а для А] целесообразно регулировать производительность изменением угла поворота лопаток р/ в диапазоне 450...600 м3/с и изменением скорости в диапазоне 340...450 м3/с при Р/=-12. При этом г увеличивается на 11%, по сравнению с регулированием произ-водительности изменением угла поворота лопаток в диапазоне 340...450 м /с. Отметим, что номинальная производительность ГВУ Q„OM=510 м3/с.
Из анализа зависимостей Г\Е(0) на рис. 3.8, б для Aj целесообразно регу-лировать производительность изменением Р/ в диапазоне 493...650 м /с и изменением скорости в диапазоне 347...493 м /с при Р/=-12. При этом т2 увеличивается на 11%, по сравнению с регулированием производительности изменением угла поворота лопаток в диапазоне 347...493 м /с. Интерес также представляет кривая 5 с Р/=-6, в соответствии с которой целесообразно ре-гулировать производительность изменением Р/ в диапазоне 504...650 м /с и изменением скорости в диапазоне 395...504 м /с при Р/=-12. При этом ТЕ увеличивается на 8,5%, по сравнению с регулированием производительности изменением угла поворота лопаток в диапазоне 395.. .504 м /с.
Определены зависимости полной, активной и реактивной мощностей, напряжения обмоток статора, угла коммутации, среднего электромагнитного момента, cosq от тока промежуточного звена, тока возбуждения, угла управления коммутатором, способствующие определению минимального и максимального токов возбуждения, максимального угла управления коммутатором, перегрузочной способности вентильного двигателя.
Определен допустимый угол коммутации (не выше 150) и перегрузочная способность по моменту (до 1,627) вентильного синхронного двигателя при максимальных технологических режимах работы вентиляторной установки главного проветривания шахты.
Определены суммарные энергетические потери в синхронном вентильном двигателе во всем технологическом диапазоне работы вентилятора главного проветривания шахты.
Установлено, что при характеристики сети Л;=2,853 м целесообразно регулировать производительность изменением угла поворота лопаток Р/ в диа-пазоне 450...600 м /с и изменением скорости в диапазоне 340...450 м /с при Р/=-12. При этом ТЕ увеличивается на 11%, по сравнению с регулированием производительности изменением угла поворота лопаток в диапазоне 340...450 м3/с. При характеристике сети А2= 3,059 м2 целесообразно регули-ровать производительность изменением Р/в диапазоне 493...650 м /с и изме-нением скорости в диапазоне 347...493 м /с при Р/=-12. При этом r\z увеличивается на 11%, по сравнению с регулированием производительности изме-нением угла поворота лопаток в диапазоне 347...493 м /с.
Лабораторная установка для исследования режимов работы синхронного электропривода по схеме вентильного двигателя
Процесс искусственной коммутации тиристоров инвертора выполняется в следующей последовательности: ? снимаются импульсы управления с тиристоров тиристорного коммутатора, а сетевой преобразователь переводится в предельный инвер-торный режим - углы импульсов управления тиристорами устанавливаются на уровне 6 =150 эл.; ? датчик тока звена постоянного тока фиксирует спад тока іг до нуля; ? после спада тока іг до нуля дается выдержка времени (бестоковая пауза) для гарантии восстановления запирающих свойств тиристоров ТК и СП, в течение которой СП остается в инверторном режиме. Так как во время бестоковой паузы отсутствует и электромагнитный момент двигателя, то длительность этой паузы минимизирована и составляет 4 мс; ? после выдержки времени СП вновь переводится в выпрямительный режим, а в ТК подаются импульсы на соответствующую новому положению ротора пару тиристоров. При этом величина угла pw у тиристоров инвертора поддерживается равной нулю, что обеспечивает максимальную величину пускового электромагнитного момента при заданном токе.
В соответствии с осциллограммой на рис. 4.5, при пуске в режиме искусственной коммутации, установившиеся после каждой искусственной коммутации значения токов ir и if не превышают соответственно 50% и 60% от выбранных уставок (/ГНОЛ =40А и / ОЛ =20А).
Для ограничения величины тока промежуточного звена выход регулятора скорости имеет ограничение в функции скорости двигателя. При скоростях менее 0,12юНОЛ,, в режиме искусственной коммутации, ток ir ограничен величиной 0,5irmax, далее до 0,3юп максимально допустимый ток линейно увеличивается до величины l,2irmax. В диапазоне скоростей 0,3...low ограничение по току остается постоянным. Задание на ток возбуждения в режиме искусственной коммутации задается равным 60% от тока ifH0M. После увеличения частоты вращение более 12% от пном в работу входит внешний регулятор потока возбуждения
Как видно из осциллограммы рис. 4.5, в режиме искусственной коммутации по мере разгона двигателя темп роста скорости уменьшается, поскольку частота искусственных коммутаций увеличивается, а длительность пульсации тока ir уменьшается. При этом увеличивается относительная доля бестоковых пауз и длительностей фронтов увеличения и спада тока. Следовательно, при практически постоянной амплитуде пульсаций тока ir, его эффективное значение уменьшается, а значит, уменьшается и среднее значение вращающегося электромагнитного момента.
Для создания наибольшего электромагнитного момента угол открытия машинного преобразователя Рт=0. Управление включением тиристоров, относительно положения ротора будет происходить в последовательности приведенной в табл. 2.1.
В момент времени І4 напряжение на зажимах СД достигает величины, достаточной для осуществления естественной коммутации тиристоров инвертора. При этом скорость СД достигает 0,12 пном. При переходе из режима искусственной коммутации к естественной, для обеспечения естественной коммутации, угол рот скачком изменяется от нулевого значения до рот=30 или ат=150. Величина угла рот=30 принята из условия (2.2).
К концу режима искусственной коммутации разность между заданной и действительной скоростями СД составляет весьма большую величину при холостом ходе около 0,12пном. Поэтому после перехода к этапу естественной коммутации тиристоров инвертора, когда снимаются предшествующие ограничения тока ir, он (следовательно, и ток в статоре) возрастает до тока V=36,8A. Происходит форсированное увеличение скорости ВД, и уменьшение разности между заданной и действительной скоростями. В дальнейшем разгон двигателя происходит с заданной интенсивностью. В это время момент, развиваемый двигателем преодолевает статический момент сил сопротивления, а также создает динамический момент, необходимый для разгона двигателя с заданной интенсивностью при медленном увеличении тока двигателя по мере увеличения скорости. Полное время разгона до номинальной скорости (1500 об/мин) при отсутствии нагрузки составляет t5,= 19,2% с
Осциллограммы переменных электропривода при его разгоне (рис. 5.8, 5.9, 5.10), полученные на математической модели, отображают процесс разгона вентильного двигателя из состояния покоя до номинальной скорости. На диаграммах можно видеть подобие процессов, происходящих в математической модели вентильного двигателя, с процессами, полученными на стенде. Алгоритм работы математической модели при разгоне соответствует этапам пуска электропривода стенда ВД. На диаграммах видно, что созданный током возбуждения магнитный поток и ток, протекающий в заданном через выбранные тиристоры направлении, создает направленный вращающий электромагнитный момент, который, преодолевая силы сопротивления статического момента, начинает разгонять вал двигателя. При этом скорость двигателя увеличивается не линейно (рис. 4.7, 4.8), что обусловлено дискретностью изменения тока в обмотках статора, а следовательно и момента двигателя.
На осциллограмме рис. 4.9 показан переходный процесс переменных электропривода при скачкообразном набросе и сбросе нагрузки на валу ВД. Для создания нагрузки вал ВД механически соединен с нагрузочной машиной (рис. 4.2), которая в режиме генератора отдает электроэнергию в трехфазную сеть 380В через трехфазный мостовой преобразователь, работающий в режиме инвертора.
