Електропривод головного руху з астатизмом першого порядку для повздовжньо-стругального верстата 7А210

Міністерство освіти та науки України

Полтавський національний технічний університет

імені Юрія Кондратюка

ДИПЛОМНИЙ ПРОЕКТ

Електропривод головного руху з астатизмом першого порядку для повздовжньо-стругального верстата 7А210

2005 р.

Вступ

Сучасний металоріжучий верстат обладнаний складною системою автоматизованого електроприводу, що включає в себе багато електричних машин, як генератори, так і двигуни, різні підсилюючі та перетворюючі устрої, багаточисленну апаратуру.

В сучасних важких та унікальних верстатах число електричних машин досягає декількох десятків. Такі верстати - це високо розвинуті машини, що включають у себе велику кількість механізмів й використовують механічні, електричні, електронні, гідравлічні, пневматичні й інші методи здійснення рухів й керування циклом.

Велике поширення отримали верстати із програмним керуванням, у тому числі багатоцільові, що забезпечують високу мобільність виробництва, точність й продуктивність обробки. Автоматика все ширше застосовується не лише для підвищення продуктивності процеса обробки, але й для отримання його високих якісних показників.

Швидкий розвиток техніки викликало появу досить складних й різних систем комплексної автоматизації у верстатобудуванні, таких, як системи слідкуючого електропривода, програмні, самоналагоджувальні системи та ін.

Пошук доцільних рішень являє собою нелегку технічну й економічну задачу. Найбільш складною ця задача стає при виборі систем електропривода й способу регулювання швидкості механізма верстата. Виникає необхідність технічних й економічних розрахунків систем автоматизованого електропривода.

Бурний технічний прогрес останніх років дає можливість сучасним електричним системам задовільняти майже будь-яким технічним вимогам. Нові безконтактні елементи, також як і магнітні й напівпровідникові підсилювачі, тверді некеровані й керовані вентилі й інші елементи автоматики, дозволяють створювати достатньо надійні системи комплексної автоматизації.

1. Обгрунтування теми дипломного проекта

Відкрите акціонерне товариство “Електромотор” на протязі півстоліття є одним з найкрупніших ведучіх підприємств, що випускає трифазні та однофазні асинхронні електродвигуни змінного струму як нормального, так і спеціального виконань, а саме: підвищеної точності, вбудовані, з підвищеним ковзавнням, для АЕС, комплекти статор обмотаний плюс ротор, до яких висуваються підвищені вимоги щодо якості їх виконання, тому для створення нової конкурентно спроможної продукції ВАТ “Електромотор” має велике значення якість кожного етапу створення нової продукції.

Темою даного дипломного проекту вибрана робота по автоматизації роботи головного руху повздовжньо-стругального верстата 7А210, який застосовується на ВАТ “Електромотор”. Стругальні верстати призначені для обробки різцями площин й фасонних лінійчатих поверхонь. Призначення раціонального режиму різання при роботі на стругальних верстатах полягає у виборі найбільш вигідного сполучення глибини різання, подачі й швидкості різання (числа подвійних ходів за хвилину), що забезпечує для даних організаційно-технічних виробничих умов найбільшу продуктивність праці й найменшу вартість операції.

Мета даної роботи полягає у розробці й дослідженню системи автоматичного регулювання процесом обробки деталі на стругальному верстаті.

Даний дипломний проект не вносить змін в технологічний процес з точки зору заміни технологічного обладнання, а також заміни його параметрів. Необхідність модернізації системи автоматичного керування електропривода верстата продиктована, перш за все, економічними міркуваннями та впровадженням сучасних систем автоматичного керування (САК).

У верстата старої конструкції в якості двигуна головного руху використовувався двигун постійного струму. Актуальність даної роботи полягає у прийнятті рішення про проектування електропривода на базі асинхронного двигуна з короткозамкнутим ротором, як найбільш дешевого й надійного в роботі, й схеми керування із використанням цифроаналогових елементів. Система керування електропривода верстата являє собою систему автоматичного регулювання швидкості обертання приводу головного руху верстата на базі амплітудно-частотного керування. Основними задачами, які вирішує система керування електропривода стругального верстата, є регулювання швидкості обробки деталі й підтримання її із заданою точністю.

До якості регулювання швидкості обробки деталі пред'являються підвищені вимоги, оскільки саме від цього параметра залежать показники якості продукції, що випускається, насамперед шорсткість оброблювальної поверхні.

Враховуючи вищенаведене, тема дипломного проекту є актуальною.

2. Основні відомості про технологічний процес та загальну

конструкцію верстата

2.1 Опис технологічного процеса обробки деталі на повздовжньо-

стругальному верстаті

Стругальні верстати призначені для обробки різцями площин та фасонних лінійчатих поверхонь. Вони поділяються на поперечно-стругальні, повздовжньо-стругальні та довбіжні [1]. Перші застосовуються при виготовленні мілких та середніх за розмірами деталей, другі для порівняно великих або для одночасного стругання декількох деталей середнього розміру. Довбіжні верстати використовують для обробки шпоночних пазів, канавок, фасонних поверхонь невеликої довжини. Верстати мають робочий хід, під час якого відбувається різання, та зворотний хід, коли інструмент повертається у вихідне положення.

У звичайних конструкціях повздовжньо-стругальних верстатів деталь встановлюють на столі, що має зворотно-поступальний рух, а супорти із різцями закріплюють на нерухомих стійках. При такій конструкції довжина стругання не впливає на величину й характер зусиль, що виникають у супортах та стійках верстата. Оскільки супорти мають лише рух подачі, зручно обробляти деталь одночасно декількома інструментами, що дуже важливо для обробки крупногабаритних деталей. Таким чином, дана компоновка верстата більш підходить для обробки деталей великих розмірів. [2]

Якщо ширина деталей невелика, то застосовують одностоєчні верстати. У цьому випадку траверса та стійка працюють як незамкнена (статично визначена) рама. Зусилля різання вигинають її у просторі й скручують. Згибаючі й крутячі моменти й відповідно деформація тим більше, чим ширше деталь, що обробляється. Тому більш широке застосування отримали двохстоєчні повздовжньо-стругальні верстати, у яких супорти розміщені на траверсі й стійках, що утворюють жорстку рамну конструкцію (портал).

Верстати універсальні повздожньо-стругальні моделі 7А210 призначені для обробки методом стругання різних поверхонь із прямолінійчастими утворюючими на крупногабаритних виробах індивідуального, мілкосерійного й серійного виробництва у металооброблюючій промисловості. На верстатах цієї моделі можуть бути оброблені горизонтальні, вертикальні й похилі площини, а також повздовжні пази різного профілю із чорних та кольорових металів або деяких видів пластмас. Верстати також можуть бути використані для відділочної обробки поверхонь виробів. [3]

З точки зору технологічної та економічної ефективності першочергове значення має призначення раціонального режиму різання при роботі на повздовжньо-стругальному верстаті. Раціональний режим полягає у виборі найбільш вигідного сполучення глибини різання, подачі й швидкості різання (числа подвійних ходів за хвилину), що забезпечує для даних організаційно-технічних виробничих умов найбільшу продукційність праці й найменшу вартість операції.

При заданому верстаті, інструменті й технічних умовах на обробку призначення режиму різання проводиться у такій послідовності: [4]

Призначається глибина різання й число проходів.

Призначається подача, яка перевіряється на міцність державки різця й міцність пластинки твердого сплаву.

Визначається швидкість різання, що допустима заданим періодом стійкості ріжучого інструмента, тяглова сила й потужність, які потрібні для різання.

Вибраний режим різання коректується за паспортними даними верстата.

Глибина різання й число проходів передвизначаються припуском на обробку й потужністю верстата. При черновому струганні слід пориватися до того, щоб зняти увесь припуск на обробку за один прохід. Поділ припуска на чорнову й напівчистову обробку доцільно проводити із таким розрахунком, щоб число проходів було мінімальним. При струганні під наступне шліфування й для досягнення напівчистових поверхонь глибину різання слід встановлювати не більш як 3 мм. При струганні широким різцем у залежності від його ширини глибина різання приймається 0,2 - 0,5 мм. [4]

Чим більше величина подачі, тим більш продукційно працює верстат. Факторами, що обмежують величину подачі, є чистота поверхні, що оброблюється, потужність й тяглова сила верстата, а також міцність державки різця й ріжучої частини різця.

Після вибору глибини різання й подачі призначають швидкість різання, силу різання й потрібну для цього потужність. [4]

2.2 Опис повздовжньо-стругального верстата моделі 7А210

2.2.1 Принцип роботи та особливості конструкції верстата

Виріб, що оброблюється на верстаті, встановлюється й кріпиться на столі, що має повздовжнє переміщення за напрямляючими станини. Цикли зворотно-поступального руху столу із періодичною подачею супортів на початку робочого ходу, відводом ріжучого інструменту у кінці робочого ходу й поверненням ріжучого інструменту в робоче положення на початку робочого ходу столу здійснюється у автоматичному режимі. Рух столу у напрямку порталу верстата - робочий хід. Рух столу в протилежному напрямку - зворотний хід. [3]

Станина має дві основні напрямляючі - плоску та V-подібну, а також дві додаткові напрямляючі для чотирьох піджимних планок, що закріплені на кінцях столу, і які забезпечують стійкий примолінійний зворотно-поступальний рух столу. Напрямляючі столу мають протизадирні пластмасові накладки.

Для попередження сходу столу зі станини (у випадку виходу рейки привода столу із зачеплення з рейковою шестернею в результаті відмов у роботі механізма реверса й кінцевих вимикачів аварійного останова столу) на кінцях станини встановлені блоки різців, а до столу прикріплені упори. Гальмування столу у цьому аварійному випадку досягається за рахунок різання планки під дією одного із цих упорів. [3]

На передньому торці столу прикріплений щиток, що запобігає напрямляючі станини від попадання туди стружки при різанні. Також для попередження попадання стружки й бруду під напрямляючі столу на торцях його напрямляючих встановлені скребки.

Закріплений на супортах ріжучій інструмент може бути встановлений за допомогою повороту супорта, різцедержача на супорті й самого інструменту на різцедержачі під будь-яким кутом до верхньої або бокової поверхні виробу, що обробляється, у площині, яка перпендикулярна напрямку руху столу. [3]

Вибором відповідного виду різців, кута їх встановлення, а також напрямку подачі супорта або його повзуна на виробі можна обробити: горизонтальні, вертикальні, й похилі плоскі поверхні, різні повздовжні пази на цих поверхнях, а також фасонні поверхні із прямолінійною повздовжньою утворюючою.

Привод столу здійснюється від асинхронного електродвигуна із короткозамкнутим ротором через двохдіапазонну коробку швидкостей. Рух столу забезпечує плавне врізання різця у виріб на початку робочого ходу й уповільнений вихід його із виробу у кінці робочого ходу. Швидкість зворотного ходу столу регулюється незалежно від швидкості робочого ходу.

Вибір довжини ходу столу й положень точок реверса столу відносно леза ріжучого інструмента здійснюється за допомогою сельсинів із підвісного пульта керування. Напрямляючі станини забезпечують стійкий прямолінійний зворотно-поступальний рух столу, запобігаючи його від можливих бокових здвигів у процесі різання. [3]

Механізми подачі забезпечують широкий діапазон періодичних подач супортів, а також незалежні установочні переміщення кожного із супортів. Вибір напрямку руху кожного супорта однорукояточний. Керування основними рухами верстата здійснюється із підвісного пульта. Кінематична схема та загальний вигляд верстата подані на плакатах АЕП 501.006.000 К3 та АЕП 501.006.000 ВЗ.

Технічні характеристики повздовжньо-стругального верстата 7А210 [3]:

Граничні розміри зовнішньої поверхні, що обробляється, найбільші, мм:

1. ширина1000, висота900

2. Найбільша маса заготовки, що обробляється, кг:4500

3. Відстань між стійками, мм:1100

4. Найбільше переміщення столу, мм:3200

5. Кількість супортів на поперечині, шт:2

6. Кількість бокових супортів, шт:1

7. Граничні швидкості робочого та зворотного ходу столу, м/хв:

І діапазон:3,2…80

ІІ діапазон:2…50

2.2.2 Електрообладнання верстата

Живлення електрообладнання верстата здійснюється від мережі трьохфазного змінного струму. Напруга ланцюгів керування - 220 В постійного струму й 110 В змінного струму, напруга місцевого освітлення - 24 В змінного струму. Керування електрообладнанням верстата - дистанційне. Електрична апаратура керування розміщена у підвісному пульті й станції керування. [5]

При ввімкненні вводного автомата F1 подається живлення на все електрообладнання верстата. Одночасно на дверці шафи керування запалюється сигнальна лампа Н1 “Верстат під напругою”. Вводний автомат має дистанційний розчеплювач, який використовується для аварійного відключення верстата кнопкою S11, що встановлена на підвісному пульті керування.

Також має місце дверне блокування, що здійснюється перемикачем S18 й кінцевими вимикачами дверцят шафи комплектного пристрою S12…S17. При положенні S18 “наладка” (1) хоча б одна із дверцят повинна бути відкрита, інакше подається напруга на котушку розчеплювача ввідного автомата F1. При положенні S18 “робота” (0) усі дверцята повинні бути зачинені. [5]

У старій конструкції верстата привод столу здійснювався двигуном постійного струму. Електропривод столу виконаний на базі реверсивного тиристорного перетворювача із зворотним зв'язком за швидкістю. Частота обертання двигуна регулювалась зміною напруги, що підводилась до якоря від тиристорного перетворювача. На вхід пристрою повздовжніх переміщень (фазовий дискримінатор) надходив сигнал із сельсина-задатчика В1 (В3) та з сельсина-датчика В2. Вихідний сигнал із фазового дискримінатора, пропорційний різності фаз сельсинів В1 (В3) та В2, надходив на формувач параболічного закону, вихідний сигнал якого порівнювався із сигналом задатчика швидкості R1V (R2V), й менший з них вважався керуючим для тиристорного перетворювача. [5]

Основним недоліком електроприводу старої конструкції було використання двигуна постійного струму, який має низькі експлуатаційні показники.

Після модернізації привід переміщення столу здійснюється від асинхронного двигуна із короткозамкненим ротором М1. Регулювання частоти обертання електродвигуна відбувається за рахунок зміни частоти та напруги, що надходить до двигуна від перетворювача частоти. Робота верстата можлива у двох режимах: установочному та автоматичному.

В установочному режимі пуск столу здійснюється кнопками S2 “Назад” та S1 “Вперед”. Обмеження ходу столу здійснюють кінцеві вимикачі S6 та S7. Швидкість руху столу стала й дорівнює приблизно 4 або 6,3 м/хв, в залежності від ввімкненого діапазону коробки швидкостей.

В автоматичному режимі стіл здійснює зворотно-поступальні рухи. Точки реверса столу задаються сельсинами В1 та В3 із пульта керування. Інформація про положення столу надходить із сельсина-датчика В2. Сельсини В1, В2 та В3 ввімкнені у режимі фазообертача, тобто фаза вихідного сигнала кожного сельсина залежить від кута повороту його ротора.

Резистором R8 виставляється величина максимальної швидкості столу, а резисторами R12 та R13 - мінімальна швидкість “Вперед” та “Назад” відповідно. Резистором R3V визначається потрібна інтенсивність гальмування. Конденсатори С1…С3 покращують форму вихідної напруги сельсинів. [5]

Електродвигун приводу столу М1 захищається від неприпустимих скачків струмів й коротких замикань за допомогою реле максимального струму K18F та автоматичного вимикача F1.

Електродвигуни змінного струму, що працюють у тривалому режимі, захищаються автоматом F5 й тепловими реле, а двигуни, що працюють у короткочасному режимі, захищаються від коротких замикань за допомогою автоматичного вимикача F5. Захист трансформаторів й ланцюгів керування здійснюється за допомогою автоматичних вимикачів та запобіжників.

2.3 Технічні вимоги до автоматизації процеса обробки деталі на

повздовжньо-стругальному верстаті

З точки зору автоматизації процесу обробки деталі на вказаному типі верстата основними вимогами до технологічного процесу є отримання заданої шорсткості поверхні. [2]. Цю задачу вирішує система автоматизації верстата. Диапазон регулювання головних приводів повздовжньо-стругальних верстатів, як приводів, що здійснюють зворотно-поступальний рух є порівняно невеликим, а саме (10-30):1. У нашому випадку має місце диапазон 25:1.

Параметрична схема обробки заготовки, яка отримується на основі досвіду експлуатації представлена на рисунку 2.3.1. [2]

Рис. 2.3.1. Параметрична схема обробки деталі

Висновки: У данному проекті розглядається модернізація головного електропривода верстата. З точки зору технології електропривод верстата повинен забезпечувати:

Плавне регулювання швидкості обертання вала двигуна у діапазоні 601500 об/хв;

Підтримання заданої швидкості обертання вала з точністю 0,1 об/хв.

3. Розрахунок механічної частини електропривода головного руху

верстата

3.1 Розрахунок кінематичної схеми

Як вказувалося раніше, привод головного руху верстата здійснюється від асинхронного електродвигуна із короткозамкнутим ротором через двохдиапазонну коробку швидкостей (кінематична схема приведена на плакаті АЕП 501.006.000 К3). Регулювання швидкості вала електродвигуна - безступінчасте, що дозволяє встановити будь-яку швидкість у вибраному диапазоні. Внушрішньо коробка швидкостей складається із трьох валів - вхідного, проміжного та вихідного. Вхідний вал механічно з'єднаний із валом електродвигуна, а на вихідному валі знаходиться зубчасте колесо із косими зубцями, що приводить у рух рейку столу верстата.

Передавальні числа між вхідним та проміжним валами у різних диапазонах становлять: у першому диапазоні, що забезпечує більшу швидкість, але менше зусилля - , у другому диапазоні, що забезпечує меншу швидкість, але більше зусилля - . Передавальне число між проміжним та вихідним валами в обох диапазонах однакове і становить . Для того, щоб розрахувати лінійну швидкість рейки столу потрібно швидкість вихідного вала помножити на передавальне число, яке дорівнює 0,377. [3]

Отже, проведемо розрахунки швидкостей валів коробки та лінійної швидкості столу. Перший диапазон.

Максимальна швидкість вихідного валу: [6]

(3.1.1)

де nвх - максимальна швидкість вхідного валу (швидкість вала електродвигуна), іІ - передавальне число між першим та проміжним валом, іІІ - передавальне число між проміжним та вихідним валом.

об/хв

Аналогічно розраховуємо мінімальну швидкість вихідного валу:

об/хв

Другий диапазон.

За формулою (3.1) розраховуємо максимальну швидкість вихідного вала:

об/хв

Аналогічно розраховуємо мінімальну швидкість вихідного вала:

об/хв

Тепер можна розрахувати лінійну швидкість руху столу.

Загальна формула: [6]

(3.1.2)

де ілін - передавальне число між вихідним валом коробки швидкостей та рейкою столу верстата.

Перший диапазон.

м/хв

м/хв

Другий диапазон.

м/хв

м/хв

Зобразимо розраховані швидкості графічно на рисунку 3.1.1.

Рисунок 3.1.1. Залежності швидкостей лінійного руху столу від частоти обертання валу електродвигуна при різних диапазонах коробки швидкостей

Для подальшого вибору електродвигуна головного привода нам необхідно розрахувати значення найбільшого допустимого моменту, яке повинен розвивати цей двигун. Для цього слід користуватись формулою: [4]

Q'тQт (3.1.3)

де Qт - значення найбільшого допустимого зусилля на рейці столу;

Q'т - значення потрібного тяглового зусилля для обробки виробів, що розраховується за формулою: [4]

Q'т = КFх + Qхх (3.1.4)

де Fх - значення розрахованої повздовжньої складової зусилля різання за нормативами режимів різання, що вибираються, сумарне у випадку застосування двох або більше різців;

К - коефіцієнт, який враховує опір різання від дії бокової та вертикальної складових зусилля різання;

Qхх - значення тяглового зусилля, що витрачається на подолання сил тертя у напрямляючих станини від дії маси столу (Gст) та виробу (Gвир):

Qxx = (Gст + Gвир) (3.1.5)

де - коефіцієнт опору напрямляючих станини: 0,15…0,18 - середнє значення із врахуванням граничного тертя у парі “текстоліт - чугун” та V-подібної форми напрямляючої станини у період їх початкової експлуатації.

Таким чином, формула (3.1.3) запишеться у вигляді:

(3.1.6)

Проведемо конкретні розрахунки для найбільш важкого режиму різання:

виріб, що оброблюється - стальний прокат із часовим опором в = 65 кгс/мм2;

маса виробу - 4500 кг;

маса столу - 3520 кг;

різці із швидкоріжучої сталі з = 450 та 1 = 150;

період стійкості різців, Т = 120 хв;

глибина різання, t = 20 мм;

подача, S = 0,5 мм за подвійний хід столу;

обробку проводимо одночасно двома різцями.

Швидкість різання при обробці площин розраховується за формулою: [4]

, [м/хв] (3.1.7)

Значення коефіцієнтів C, x, y, та m беремо із довідника [4]. Для нашого випадку вони дорівнюють: С = 61,1; х = 0,25; у = 0,66; m = 0,12.

Отже, значення швидкості дорівнює:

(м/хв)

Тяглова сила різання для обробки одним різцем розраховується: [4]

, [Н] (3.1.8)

Значення коефіцієнтів CFх, xFx, yFx беремо із довідника [4]. Для нашого випадку вони дорівнюють: CFx = 191; xFx = 1; yFx = 0,75.

Отже, значення сили буде дорівнювати:

(Н)

Тепер можна розрахувати сумарне зусилля, яке виникає на рейці столу, враховуючи всі умови обробки за формулою (3.1.6):

(кН)

3.2 Розрахунок та вибір електродвигуна

Великі можливості відкриваються при використанні асинхронного електродвигуна з коротко замкнутим ротором в асинхронних електроприводах. Асинхронний електродвигун, як відомо, в порівнянні з двигуном постійного струму ДПС при одній і тій же потужності й частоті обертання в 1,5-2 рази легше, момент інерції його ротора більш ніж у 2 рази менше й вартість його істотно нижче приблизно в три рази. Оскільки асинхронний двигун з короткозамкнутим ротором є безконтактною машиною, то він є більш надійним у порівнянні з ДПС, який має колектор, який ускладнює експлуатацію та обмежує за умовами комутації динамічні навантаження.

Розраховану вище тяглову силу у 65 кН приймемо крайньою для використання ІІ диапазону коробки швидкостей привода при максимальній лінійній швидкості столу у 52 м/хв. Знаючи найбільшу швидкість столу при І диапазоні (81 м/хв), можна розрахувати і найбільше зусилля у цьому диапазоні, користуючись співвідношенням: [20]

(3.2.1)

де QТІ - найбільше зусилля при використанні І диапазона;

І - найбільша швидкість при використанні І диапазона;

QТІІ - найбільше зусилля при використанні ІІ диапазона;

ІІ - найбільша швидкість при використанні ІІ диапазона.

Після розрахунків знаходимо, що найбільше зусилля при використанні І диапазону коробки швидкостей дорівнює 42 кН.

Зобразимо графічно значення швидкостей та зусиль при різних диапазонах.

Рисунок 3.2.1. Графік залежності тяглового зусилля на рейці столу від встановленої швидкості його робочого ходу при номінальному навантаженні електропривода.

Тепер можна розрахувати максимальну потужність, яка споживається на операцію різання при встановлених швидкості та зусиллі різання. [4]

(3.2.2)

(кВт)

Користуючись двома основними показниками, а саме максимальною швидкістю обертання вала та максимальною потужністю за довідником [7] вибираємо асинхронний електродвигун марки 4А225М4У3. Технічні показники даного двигуна зведені у таблицю 3.2.1.

Таблиця 3.2.1.

3.3 Вибір тиристорного перетворювача частоти

Для вибраного електродвигуна потужністю 55 кВт вибираємо перетворювач частоти фірми “Danfoss”, а саме - моделі VLT 5052, що має наступні технічні показники: [21]

Живлення від мережі трьохфазної напруги 380-500 В.

Максимальний перевантажуючий момент - 160%.

Вихідний номінальний струм у диапазоні напруги 380-440 В - 103,5 А.

Вихідний максимальний струм у диапазоні напруги 380-440 В - 350,4 А.

Вихідний номінальний струм у диапазоні напруги 460-500 В - 158,3 А.

Вихідний максимальний струм у диапазоні напруги 460-500 В - 312 А.

Повна номінальна потужність у диапазоні напруги 380-440 В - 78 кВА.

Повна номінальна потужність у диапазоні напруги 460-550 В - 83,7 кВА.

Типова потужність на валу - 55 кВт.

Частотний перетворювач перетворює змінну напругу електричної мережі у постійну, а потім цю напругу перетворює у змінну із змінною амплітудою та частотою. Таким чином, на двигун надходить змінна напруга й частота, що дозволяє вільно регулювати швидкість стандартного трьохфазного двигуна. [8]

Спрощена структурна схема перетворювача подана на рисунку 3.3.1. [9]

Рисунок 3.3.1. Спрощена структурна схема тиристорного перетворювача VLT5052.

Цифри на рисунку позначають:

Напруга мережі - 3380-500 В, 50/60 Гц.

Випрямляч. Трьохфазний випрямляючий місток, що перетворює зміну напругу мережі у постійну.

Проміжний ланцюг. Постійна напруга дорівнює напругу електричної мережі.

Дроселі проміжного ланцюга. Згладжують струм проміжного ланцюга, й обмежують навантаження на мережу й компоненти (мережний трансформатор, дроти, запобіжники та контактори).

Конденсатори проміжного ланцюга. Згладжують напругу проміжного ланцюга.

Інвертор. Перетворює постійну напругу у змінну із змінною частотою й амплітудою.

Напруга двигуна. Змінна напруга, 0 - 100% напруги мережі. Змінна частота 0,5 - 1000 Гц.

Плата керування. Це місце, де знаходиться комп'ютер, який керує інвертором за допомогою імпульсної послідовності, яка задає змінну вихідну напругу й частоту.

4. Визначення передавальної функції асинхронного двигуна при

частотному керуванні

Частотне керування асинхронним двигуном передбачає одночасну зміну напруги АД та частоти живлячої напруги за визначеним законом [10]. Розглянемо випадок незалежної та одночасної зміни напруги АД та частоти живлячої напруги безінерційного перетворювача частоти, вважаючи, що всі змінні є фунціями ковзання S, напруги U та частоти f1 живлячої напруги АД (рис. 4.1). Передавальну функцію (ПФ) АД W(p) будемо знаходити у координатах [U, f1, 2].

Рис. 4.1. Передавальна функція АД при керуванні частотою (напругою) у загальному випадку

4.1 Керування швидкістю вала електродвигуна за допомогою зміни

напруги U при постійній частоті f1

Розглянемо випадок керування напругою U АД у координатах [U, 2].

У цьому випадку ПФ АД буде мати вигляд рис. 4.1.1.

Рис. 4.1.1. Передавальна функція АД при керуванні напругою мережі U.

В загальному випадку рівняння руху АД в операторній формі можна записати так: [11]

(4.1.1)

де J - момент інерції АД;

- оператор диференціювання;

2U - швидкість обертання вала АД;

М - електромагнітний момент АД;

МС - момент опору на валу АД.

Для усталеного руху АД рівняння (4.1.1) спрощується:

М - МС = 0 (4.1.2)

Припустимо, що у деякий момент часу напруга на статорі АД змінилась на деяку величину U. При цьому частота живлячої напруги мережі f1 не змінилась, тобто, f = f0 = const.

U = U0 + U (4.1.3)

де U0 - початкова напруга АД;

U - приріст напруги АД;

Тоді, кутова швидкість АД 2U також зміниться:

2U = 0 + 2U (4.1.4)

де 2U - кутова швидкість АД при зміненій напрузі АД U = U0 + U;

2U - приріст кутової швидкості АД за рахунок зміни напруги U.

Рівняння руху АД (4.1.1) при зміні напруги U запишемо, розкладаючи функції М та МС у ряд Тейлора навколо початкової робочої точки U0, 0 та знехтуємо похідними другого та вищих порядків: [11]

(4.1.5)

Рівняння (4.1.5) у загальному випадку є нелінійним диференційним рівнянням у частинних похідних за кутовою швидкістю 2U та напругою U.

Для спрощення покладемо МС = const; .

іднімаючи від рівняння (4.1.5) рівняння усталеного руху (4.1.2), отримаємо рівняння руху АД у різницях координат:

(4.1.6)

Перетворимо (4.1.6) до вигляду: [7]

(4.1.7)

Тоді із (4.1.7) визначимо передавальну функцію АД у випадку керування напругою:

(4.1.8)

де:

- коефіцієнт передачі АД при керуванні напругою;

- постійна часу АД при керуванні напругою.

Розмірності коефіцієнта передачі [KU] = [] і сталої часу [TU] = [c].

Тоді, структурну схему АД при керуванні напругою U можна зобразити так (рис. 4.1.2): [11]

Рис. 4.1.2. Структурна схема АД при керуванні напругою мережі U.

Переходимо від змінної 2U до змінної sU:

(4.1.10)

Кутова швидкість обертання магнітного поля статора 1 постійна величина і пов'язана із частотою живлячої мережі співвідношенням: [12]

(4.1.11)

де р - кількість пар полюсів АД.

Диференціюючи вираз (4.1.9) по sU маємо:

(4.1.12)

Тоді, вирази коефіцієнтів передачі і постійної часу АД при керуванні напругою запишуться у вигляді: [11]

; (4.1.13)

Запишемо аналітичні співвідношення для КU та ТU. Для цього використаємо функцію моменту, яка пов'язує параметри Г-подібної схеми із вихідними фізичними величинами у вигляді: [11]

(4.1.14)

Тут m1 - кількість фаз АД;

R1, L1 - активний опір та індуктивність розсіювання Г-подібної еквівалентної приведеної схеми статорної обмотки АД;

R'2, L'2 - приведені активний опір та індуктивність розсіювання приведеної схеми роторної обмотки АД.

Візьмемо похідну від (4.1.14) по напрузі U:

(4.1.15)

де - повний опір робочого кола спрощеної Г-подібної приведеної схеми АД.

Аналогічно візьмемо похідну від (4.1.14) по ковзанню sU:

(4.1.16)

Підставимо вирази (4.1.15), (4.1.16) у (4.1.13) і отримаємо аналітичні залежності КU, та TU від параметрів схеми заміщення АД: [11]

У розгорнутому вигляді KU виглядає так: [11]

(4.1.17)

Для сталої часу TU отримаємо таку формулу: [11]

У розгорнутому вигляді TU можна записати так: [11]

(4.1.18)

Аналізуючи вирази (4.1.17) та (4.1.18) можна зробити висновки, що стала часу TU і коефіцієнт передачі KU більше нуля при умові: [13]

;

;

;

;

(4.1.19)

Із (4.1.19) видно, що TU та KU більше нуля при ковзаннях АД менших від критичного, яке залежить від частоти f1.

Знак “ - ” відноситься до генераторного режиму, а знак “ + ” - до режиму двигуна.

4.2 Керування швидкістю вала електродвигуна за допомогою зміни

частоти мережі f1 при постійній напрузі U

Розглянемо випадок керування АД частотою живлячої мережі f1 у координатах [f1, 2f]. У цьому випадку ПФ АД буде мати вигляд рис. 4.2.1. [13]

Рис. 4.2.1. Передавальна функція АД при керуванні частотою живлячої мережі f₁

Припустимо, що в деякий момент часу частота живлячої мережі f1 змінилась на деяку величину f. При цьому напруга живлячої мережі U не змінилась, тобто U = U0 = const.

f1 = f0 + f (4.2.1)

Тоді, кутова швидкість АД 2f також зміниться:

2f = 0 + 2f (4.2.2)

де 0, f0 - початкова кутова швидкість АД та початкова частота живлячої мережі;

2f - кутова швидкість АД при зміненій частоті f1;

2f - приріст кутової швидкості АД за рахунок зміни частоти f1.

Тоді, аналогічно, розділу 4.1, розкладаючи функції М та МС навколо початкової робочої точки АД f0, 0 у ряд Тейлора та нехтуючи похідними другого та вищого порядків, рівняння руху АД при зміні частоти f1 у різницях координат можна записати у вигляді: [13]

(4.2.3)

Рівняння (4.2.3) є нелінійним диференційним рівнянням у частинних похідних за кутовою швидкістю 2f та частотою f1.

Для спрощення покладемо МC = const; .

Враховуючи це та віднімаючи від (4.2.3) рівняння усталеного руху (4.1.2) отримаємо таке рівняння руху АД:

(4.2.4)

Перетворимо (4.2.4) до вигляду:

(4.2.5)

Тоді, із (4.2.5) визначимо передавальну функцію АД у випадку керування частотою: [13]

(4.2.6)

Тут:

- коефіцієнт передачі АД при керуванні частотою;

- стала часу АД при керуванні частотою.

Коефіцієнт передачі К0f безрозмірний, а стала часу має розмірність [c].

Тоді структурну схему АД при керуванні частотою f1 можна зобразити такою структурною схемою (рис. 4.2.2).

Рис. 4.2.2. Передавальна функція АД при керуванні частотою живлячої мережі f₁

Переходимо від змінної 2f до змінної sf:

2f = 1(1 - sf) (4.2.7)

Кутова швидкість обертання магнітного поля статора 1 пов'язана із частотою живлячої мережі співвідношенням: [12]

(4.2.8)

де р - кількість пар полюсів АД.

Диференціюючи функцію моменту М по 2f необхідно враховувати, що при зміні частоти f1 змінюються як 2f так і sf, тобто:

(4.2.9)

Візьмемо похідну від (4.2.7) по sf та f1:

; (4.2.10)

Підставляючи (4.2.10) у (4.2.9), маємо: [13]

(4.2.11)

Підставимо (4.2.11) у вирази коефіцієнта передачі АД за частотою K0f та сталої часу АД T0f при керуванні частотою: [13]

(4.2.12)

Для сталої часу T0f аналогічно запишемо перетворення: [13]

(4.2.13)

Одержимо аналітичні формули для розрахунку коефіцієнта передачі K0f та сталої часу T0f. Для цього візьмемо похідну від (4.1.13) по частоті f1: [13]

(4.2.14)

(4.2.14*)

Для похідної використаємо похідну, знайдену у (4.1.15) і замінемо в ній позначення sU на sf. Похідна дорівнює: .

А похідна має такий вигляд: [13]

(4.2.14**)

Підставляючи (4.2.14**), (4.1.15) у (4.2.12), (4.2.13) маємо: [13]

(4.2.15)

(4.2.16)

4.3 Одночасне керування швидкістю обертання вала двигуна за

допомогою напруги U та частоти f1

Враховуючи, що керування швидкістю АД за напругою та частотою відбувається одночасно, повна зміна ковзання АД визначиться повним диференціалом: [13]

(4.3.1)

Рис. 4.3.1. Структурна схема АД при одночасному керуванні частотою та напругою

Із рівняння (4.3.1) витікає, що в цьому випадку передавальна функція складається із суми передавальних функцій за напругою WU(p) та за частотою Wf(p), які визначаються рівняннями (4.1.8) та (4.2.6) відповідно. Структурна схема АД при цьому має вигляд, що показаний на рисунку 4.3.1 та складається із двох аперіодичних ланок ввімкнених паралельно, параметри яких у загальному випадку визначаються рівняннями (4.1.16), (4.1.17) та (4.2.15), (4.2.16) і є функціями від ковзання. [13]

(4.3.2)

4.4 Обчислення та аналіз параметрів передавальних функцій АД у

координатах [U, f1, 2]

Проведемо розрахунок та аналіз залежностей параметрів передавальної функції вибраного асинхронного електродвигуна марки 4А225М4У3, технічні дані якого наведені у таблиці 3.2.1.

Використовуючи отримані аналітичні залежності (4.1.17), (4.1.18), (4.2.15), (4.2.16) і підставляючи параметри даного двигуна, отримаємо розрахункові коефіцієнти ПФ при керуванні напругою та частотою у координатах [U, f1, 2]. У загальному випадку, обчислені дані являють собою сукупність коефіцієнтів передачі та сталих часу при зміні ковзання S від 0 до Sкр (критичне ковзання) та вхідних діях: U = 180…260 В; f1 = 20…80 Гц, де U - напруга мережі живлення, В; f1 - частота мережі живлення, Гц. Розмірність коефіцієнтів ПФ АД у координатах [U, f1, 2] наступна:

; ; - безрозмірний; .

Проведемо розрахунки номінальних параметрів: нехай напруга живлення мережі U = 220 В, частота живлячої мережі f1 = 50 Гц. Тип двигуна 4А225М4У3. Розрахуємо коефіцієнти передачі та сталі часу передавальної функції АД при частотному керуванні у координатах [U, f1, 2].

У аналітичних залежностях (4.1.17), (4.1.18), (4.2.15), (4.2.16) R1, L1, X1, R'2, L'2 та Х'2 можна розрахувати наступним чином: [7]

Ом,

де U = 220 В - номінальна напруга живлення АД.

А - номінальний струм АД,

Ом.

Гн.

Гн,

де Х1, X'2 - індуктивні опори робочого кола спрощеної Г-подібної приведеної схеми АД.

Ом.

Ом.

Перед тим, як розраховувати коефіцієнти ПФ слід зазначити, що у формулах (4.1.17), (4.1.18), (4.2.15), (4.2.16) значення ковзання при заданому номінальному навантаженні буде залежати від величин напруги та частоти керування. Знайдемо цю залежність.

Система керування електроприводом повинна забезпечувати постійний момент на валу двигуна. Ковзання, яке відповідає постійному номінальному навантаженню визначається за повною формулою Клоса.

Значення електромагнітного моменту асинхронного двигуна М для довільних значень напруги та частоти мережі живлення можна розрахувати за наступною формулою: [14]

(4.4.1)

Запишемо також формули для максимального моменту та критичного ковзання для номінального режиму АД: [14]

(4.4.2)

(4.4.3)

Тепер для знаходження значення ковзання розділимо вираз (4.4.1) на вираз (4.4.2), та врахувавши вираз (4.4.3), отримаємо повну формулу Клоса:

(4.4.4)

Розв'язуючи це рівняння відносно S отримаємо:

(4.4.5)

де

Після цього можна розраховувати параметри передавальної функції АД при довільних напругах U та частотах f керування у такій послідовності:

задаються довільні нові значення напруги U та частоти мережі f1;

за формулами (4.4.2) та (4.4.3) визначаються значення Мmax та Sкр;

за формулою (4.4.5) визначається значення ковзання S, яке відповідає заданому моменту АД М та новим значенням напруги та частоти;

за формулами (4.1.17), (4.1.18), (4.2.15), (4.2.16) та знайденим значенням ковзання S знаходяться параметри передавальної функції асинхронного двигуна для нових значень напруги та частоти.

При номінальному режимі роботи (U = 220 B та f = 50 Гц) підставляючи все вищерозраховане у формули (4.1.17), (4.1.18), (4.2.15), (4.2.16) отримаємо:

;

;

;

.

Тривимірні графіки залежностей даних коефіцієнтів від різних напруг та частот подані на плакаті АЕП 501.006.001 ГР та на рис. 4.4.1. Дані розрахунків для побудови цих графічних залежностей зведені у таблиці Д1 - Д4 додатків.

Усі розрахунки проводились за допомогою Mathcad 2000 Professional.

Рис. 4.4.1. а) Залежність коефіцієнта Ku від керуючих частоти та напруги

Рис. 4.4.1. б) Залежність коефіцієнта Kof від керуючих частоти та напруги

Рис. 4.4.1. в) Залежність сталої часу Tu від керуючих частоти та напруги

Рис. 4.4.1. г) Залежність сталої часу Tof від керуючих частоти та напруги

Аналізуючи отримані аналітичні залежності для коефіцієнтів Ku, Tu, Kof, Tof можна побачити, що усі коефіцієнти передачі та сталі часу, окрім Tof, є плавно зростаючими функціями від ковзання, причому, при S = 0 усі коефіцієнти ПФ дорівнюють нулю. Сталі часу при зростанні ковзання більше нуля. Стала часу TU та коефіцієнт передачі KU, як видно із (4.1.17), (4.1.18) при зростанні ковзання від нуля зберігають свій знак і зростають при збільшенні ковзання, яке визначається із умови:

(4.4.6)

коли знаменник більше нуля.

Розв'язуючи цю нерівність отримаємо співвідношення (4.4.7), яке показує, що стала часу TU > 0 і коефіцієнти передачі KU > 0 при усіх ковзаннях менших від критичного (Sкр):

(4.4.7)

Знак “ + ” характеризує режим двигуна. Знак “ - ” відноситься до генераторного режиму.

При досягненні ковзання критичної величини S = SКР Ku та Tu змінюють свій знак на протилежний та при подальшому зростанні S асимптотично зменшуються за модулем, прямуючи до нуля.

Таким чином, асинхронний двигун при частотному керуванні у координатах [U, f1, 2] можна зобразити структурною схемою, наведеною на рис. 4.3.1 тільки у випадках зміни ковзання S меншого від критичного (S < SКР).

Взята нами математична модель асинхронного двигуна із [11] також дає результати, які відповідають дійсності для усіх сталих моделі АД лише в області площини (f, U), де S < Sкр. Це пов'язано з тим, що для коефіцієнтів передачі та сталих часу при збільшенні частоти (f1 > 70 Гц) зростає й ковзання і при f1 = 78 Гц модель АД за [7] не працює через неможливість визначити ковзання за повною формулою Клоса при номінальному навантаженні Мн та напрузі U=220 В. [15]

5. Розробка системи автоматичного керування електроприводом

головного руху верстата

5.1 Вибір та опис системи автоматичного керування (САК)

Враховуючи результати глав 3 та 4, для забезпечення постійної швидкості вихідного вала електродвигуна 2 запропонована система автоматичного керування, структурна схема якої приведена на рисунку 5.1.1. [16]

Рисунок 5.1.1. Спрощена структурна схема системи автоматичного керування.

Позначенням на схемі відповідають:

Uкер - задаючий сигнал;

Ккер - коефіцієнт, що корегує значення задаючого сигналу;

KU - коефіцієнт передачі регулятора швидкості за напругою;

TU - стала часу регулятора швидкості за напругою;

Kof - коефіцієнт передачі регулятора швидкості за частотою;

Tof - стала часу регулятора швидкості за частотою;

J - момент інерції вала двигуна;

К - коефіцієнт зворотного зв'язку за швидкістю;

KU2 - коефіцієнт, що забезпечує постійне відношення керуючої напруги до керуючої частоти;

Kf2 - коефіцієнт, що складається із двох передаточних функцій:

Передаточна функція електромагнітної системи, що встановлює зв'язок відхилень швидкості обертання магнітного поля 0 асинхронного двигуна й частоти задаючого генератора:

(5.1.1)

де р - число пар полюсів двигуна. Оскільки частота задаючого генератора у три рази перевищує частоту напруги на статорній обмотці приводного двигуна, то у знаменнику мається трійка.

Передаточна функція задаючого генератора в автономному інверторі - безінерційної й лінійної ланки виражається коефіцієнтом передачі:

(5.1.2)

Таким чином, коефіцієнт Kf2 буде дорівнювати:

(5.1.3)

Значення коефіцієнтів передачі та сталих часу Ku, Tu, Kof, Tof при номінальному режимі були розраховані у розділі 4.4. Їхні значення при режимах, відмінних від номінального подані у таблицях Д1 - Д4 додатків.

Значення електромеханічної сталої часу двигуна ТЕМ можна розрахувати за формулою: [17]

(5.1.4)

де J - момент інерції двигуна, кгм2;

ном - номінальна кутова швидкість двигуна, с-1;

Мном - номінальний навантажуючий момент двигуна, Нм;

Підставляючи всі вищеперераховані дані для нашого двигуна у формулу (5.1.4) отримаємо:

с.

Для забезпечення якості перехідного процесу коефіцієнт зворотного зв'язку K можна підібрати шляхом математичного моделювання за допомогою ПЕОМ. За завданням до дипломного проекту значення перерегулювання не повинно перевищувати 10%, а час регулювання не повинен перевищувати 0,5 с.

5.2 Оцінка якості перехідних процесів САК за допомогою ПЕОМ

Серед відомих методів дослідження електромеханічних систем в даний час широкого поширення набув метод комп'ютерного моделювання, що пов'язано з бурним розвитком обчислювальної техніки. Більш того, в багатьох випадках, особливо при аналізі і синтезі складних нелінійних систем, він є єдиноможливим методом, що дозволяє найбільш адекватно і детально відображати процеси, що відбуваються у реальних системах.

Для моделювання розробленої системи керування електропривода використовуємо программу Matlab, що є досить універсальною і орієнтована на розрахунок перехідних процесів у неперервних, дискретних, дискретно-неперервних, лінійних і нелінійних, стаціонарних і нестаціонарних системах. Перехідні процеси можуть бути побудовані як у функції часу, так і у фазовій площині. Модель системи задається у вигляді набору передавальних функцій ланок, крок інтегрування вводиться користувачем. Задавальні та збурювальні дії на систему, що моделюється, можуть бути задані як ряд гармонійних сигналів, або у вигляді синусоїдвльних коливань. Результат розрахунків виводиться у вигляді графіків, при чому можна отримати вихідний сигнал на виході будь-якої ланки модельованої системи.

За допомогою модельованої програми дослідимо реакцію системи на вхідну задавальну дію у вигляді одиничної ступеневої функції Uз = 1.

Вибрана нами система автоматичного керування електроприводом головного руху верстата дозволяє змінювати якість перехідного процесу за допомогою зміни значення коефіцієнту зворотного зв'язку К. Його значення можна змінювати й отримувати нові, більш зручні значення перерегулювання та часу регулювання приводу. Крім того, на якість перехідного процесу істотний вплив здійснюють й коефіцієнти KU2 та Kf2. Отже, змінюючи у сукупності всі три вище перераховані коефіцієнти, отримаємо розрахункові залежності показників якості перехідного процесу.

Проводячи розрахункові дослідження, побудуємо графічні залежності значень перерегулювання та часу регулювання від коефіцієнта зворотного зв'язку К при восьми парах сполучень коефіцієнтів KU2 та Kf2: KU2 = 1,5 та Kf2 = 1;

KU2 = 1,5 та Kf2 = 2,5; KU2 = 1,5 та Kf2 = 4; KU2 = 1,5 та Kf2 = 6,8; Kf2 = 6,8 та KU2 = = 0,1; Kf2 = 6,8 та KU2 = 100; Kf2 = 6,8 та KU2 = 500; Kf2 = 6,8 та KU2 = 1000.

Графічні залежності приведені на рисунках 5.2.1 - 5.2.4. Табличні дані для побудови цих графіків наведені у таблицях Д5 - Д12 додатків.

Рис. 5.2.1. Залежності значення перерегулювання від коефіцієнта

зворотного зв'язку при KU2 = 1,5;

Kf2 = 1 ;

Kf2 = 2,5;

Kf2 = 4;

Kf2 = 6,8.

Рис. 5.2.2. Залежності часу регулювання від коефіцієнта

зворотного зв'язку при KU2 = 1,5;

Kf2 = 1;

Kf2 = 2,5;

Kf2 = 4;

Kf2 = 6,8.

Рис. 5.2.3. Залежності значення перерегулювання від коефіцієнта

зворотного зв'язку при Kf2 = 6,8.

KU2 = 0,1;

KU2 = 100;

KU2 = 500;

KU2 = 1000.

Рис. 5.2.4. Залежності часу регулювання від коефіцієнта

зворотного зв'язку при Kf2 = 6,8.

KU2 = 0,1;

KU2 = 100;

KU2 = 500;

KU2 = 1000.

За отриманими графічними залежностями можна зробити висновки, що значення величини перерегулювання зростає із зростанням коефіцієнта зворотного зв'язку. При чому величина коефіцієнта Kf2 більше впливає на характер зміни графічної залежності як перерегулювання так і часу регулювання системи. Значення часу регулювання навпаки, плавно спадає із зростанням коефіцієнта зворотного зв'язку. При чому можна бачити, що при збільшенні K графік перехідного процесу змінює свій характер із аперіодичного на коливальний, і час регулювання змінюється, асимптотично прямуючи до сталого значення.

Щоб отримати значення перерегулювання та часу регулювання відповідно до завдання до дипломного проекту нами були прийняті значення коефіцієнтів у номінальному режимі: Kf2 = 6,8; KU2 = 1,5; К = 5.

На рисунку 5.2.5 зображений графік перехідного процесу системи автоматичного керування із оптимізованими параметрами.

Рис. 5.2.5. Графік перехідного процесу.

По графічній залежності перехідного процесу оцінимо якість процесу регулювання системи. Основними показниками якості перехідного процесу є час регулювання, перерегулювання, коливальність, ступінь затухання коливань.

Час регулювання визначає тривалість (швидкодію) перехідного процесу. Приймають, що по закінченні часу відхилення регульованої величини від значення, що встановилось, повинне бути не більше заданої величини ? (приймемо ? = 5%), тоді, аналізуючи швидкодію перехідного процесу час регулювання tр = 0,028 с.

Перерегулюванням називається максимальне відхилення регульованої величини від усталеного значення, виражене у процентах: [17]

(5.2.1)

Для нашого графіка перерегулювання становить: ? = 9,6%.

Коливальність системи характерезується числом коливань регульованої величини за час регулювання . Для досліджуваної системи коливальність становить 1.

Період коливань в системі становить Т = 0,02 с.

Таким чином, отримані високі показники перехідного процесу забезпечують достатню швидкодію і стійкість системи електроприводу головного руху повздовжньо-стругального верстата.

5.3 Визначення стійкості системи

Система стійка, якщо вона повертається до усталеного стану після припинення дії збурення, що вивело її з цього стану. [17]

Для визначення стійкості системи необхідно знайти передавальну функцію замкненої системи.

Система складається із одного контура, передавальна функція якого буде дорівнювати:

(5.3.1)

Після підстановки значень отримаємо передавальну функцію даної системи:

Характеристичне рівняння буде мати вигляд:

Визначення стійкості системи будемо проводити за критерієм Гурвіца і Найквіста.

За критерієм Гурвіца система стійка, якщо всі коефіцієнти характеристичного рівняння (правило Стодоли) і діагональні мінори матриці Гурвіца більші 0. [17] Матриця Гурвіца має вигляд:

(5.3.2)

Коефіцієнти характеристичного рівняння:

а0 = 0,0000127; а1 = 0,0057; а2 = 1,0975; а3 = 101,89145.

Перша умова виконується, тому що всі коефіцієнти більше нуля.

Перевіримо другу умову. Визначимо діагональні мінори матриці Гурвіца:

Висновок: система стійка за критерієм Гурвіца.

Тепер визначимо стійкість за критерієм Найквіста.

За цим критерієм для стійкості замкненої системи необхідно і достатньо, щоб при зміні частоти АФХ розімкненої системи не охоплювала точки (-1; j0), інакше кажучи при зміні частоти різниця між кількістю додатніх і від'ємних переходів АФХ через відрізок (-;-1) дійсної вісі дорівнювала нулеві. [11]

Передавальна функція системи має вигляд:

Для побудови АФХ необхідно виділити дійсну та уявну частину даної функції, тобто звести її до вигляду Wзам(р) = U(?) + jQ(?).

Врахувавши, що р = j?, а відповідно р2 = -?2; р3 = -j?3.

Підставивши всі зроблені перетворення у дану передавальну функцію, будемо мати:

Щоб виділити у передавальній функції дійсну та уявну частини домножимо чисельник та знаменник дробу на вираз, спряжений до знаменника, та зробивши відповідні перетворення будемо мати:

Годограф Найквіста, розрахований на ПЕОМ за допомогою програми MathCAD 2000 Professional зображний на рисунку 5.3.1.

Рис. 5.3.1. Годограф Найквіста системи автоматичного керування.

Оскільки крива годографа не перетинає точку із координатами (-1; j0), то можна зробити висновок, що за критерієм Найквіста система стійка.

5.4 Побудова логарифмічних амплітудо-частотних та фазо-частотних

характеристик

Маючи передавальну функцію системи, можна легко за допомогою програми MathCAD 2000 Professional побудувати логарифмічні амплітудо-частотні та фазо-частотні характеристики (рис. 5.4.1 та рис. 5.4.2).

ЛАЧХ

Рис. 5.4.1. ЛАЧХ замкненої системи.

ЛФЧХ

Рис. 5.4.2. ЛФЧХ замкненої системи.

Визначимо запас стійкості за амплітудою та за фазою:

За амплітудою запас фактично необмежений; запас за фазою = 380.

На підставі одержаних графіків та значень запасів можна зробити висновок, що розроблена система автоматичного керування відповідає вимогам завдання до дипломного проекту.

6. Визначення параметрів лінії енергопостачання

6.1 Загальний опис електропостачання підприємства

Промислові підприємства одержують електроенергію в більшості випадків від сітки енергосистеми через знижувальні підстанції. [23]

Первинна напруга знижувальних підстанцій великих промислових підприємств становить 110 або 35 кВ, а вторинна напруга - 6-10 кВ. При напрузі 6-10 кВ електрична енергія звичайно по кабельних лініях передається по території підприємства до цехових підстанцій. До шин цехових підстанцій приєднуються кабельні лінії живлення високовольтних електродвигунів, а також трансформатори підстанцій, що знижують напругу до 380/220 В. При напрузі 380/220 В електрична енергія надходить у цех до низьковольтних приймачів енергії. Схему розподілу енергії підприємства показано на рис. 6.1.1.

Рис. 6.1.1. Схема розподілу електроенергії великого підприємства.

В тому випадку, коли підприємство живиться від сітки енергосистеми з напругою 6-10 кВ, енергія від цієї сітки надходить на головний розподільний пункт - ГРП підприємства. Він служить лише для приймання і розподілу енергії. Розподільний пункт одержує живлення по одній, двох кабельних лініях; число ліній, що відходять від нього, у кілька разів більше. По цих лініях енергія надходить до цехових трансформаторних підстанцій (рис. 6.1.2). [23]

Рис. 6.1.2. Схема розподілу електроенергії через розподільний пункт підприємства.

На підприємствах, де немає високовольтних приймачів енергії, електрична енергія з сітки енергосистеми з напругою 6-10 кВ може надходити на заводську трансформаторну підстанцію з вторинною напругою 380/220 В. При напрузі 380/220 В енергія по кабельних лініях підводиться до цехових розподільних щитів.

Всередині цеху електрична енергія може розподілятись різними способами. [23]

При відносно невеликій кількості великих силових приймачів застосовується радіальна система, при якій від цехового щита відведені живильні лінії до кожного приймача. При більшій кількості приймачів живильні лінії від цехового щита підведені до дільничних щитів або живильних пунктів, від яких розходяться лінії до окремих приймачів.

Також досить часто застосовують магістральну систему. В цьому випадку в цеху прокладають магістральну лінію з голих шин - шинопровід, до якого безпосередньо по всій довжині приєднуються приймачі енергії.

З метою здешевлення установки застосовується також спрощена схема цехової підстанції, яка в поєднанні з шинопроводом дістала назву “блок трансформатор-шинопровід”. В цій схемі відсутній розподільний щит низької напруги. Струм від трансформатора через рубильник надходить безпосередньо в шинопровід, а потім до окремих приймачів енергії.

6.2 Компенсуючі пристрої

Інтенсивний розвиток силової напівпровідникової перетворюючої техніки та її застосування у тиристорних електроприводах змінного та постійного струму, вентильних перетворювачах для електротермічних та електротехнологічних установок різного призначення призвело до погіршення показників якості електроенергії, що передбачені ГОСТ 13109-67, а також до зниження природнього коефіцієнта потужності у мережах промислового електропостачання. [24]

Для покращення згаданих показників якості в електричних мережах встановлюють так звані компенсуючі пристрої. Умовно їх можна розділити на: [25]

Пристрої для компенсації реактивної потужності, що споживається навантаженнями й в елементах мережі, - синхронні двигуни й батареї конденсаторів, що вмикаються паралельно;

Пристрої для компенсації реактивних параметрів ліній - батареї, що вмикаються послідовно, й реактори, що вмикаються паралельно.

Синхронний компенсатор (СК) являє собою синхронний двигун полегшенної конструкції, призначений для роботи на холостому ходу. При роботі в режимі перезбудження компенсатор є генератором реактивної потужності. Найбільша потужність СК у режимі перезбудження називається його номінальною потужністю.

При роботі в режимі недозбудження компенсатор є споживачем реактивної потужності. За конструктивними умовами СК звичайно не може споживати із мережі таку ж реактивну потужність, яку він може генерувати. Зміна струму збудження СК звичайно автоматизується. При роботі СК із мережі споживається активна потужність порядка 2 - 4 %.

Синхронні компенсатори випускаються промисловістю починаючи з 5 МВар при напрузі 6,3 кВ та 15 МВар при напрузі 10,5 кВ. [25]

У конденсаторах, що застосовуються у компенсаційних пристроях, у якості діелектрика використовується спеціальний папір. Він просочюється мінеральним маслом або синтетичними рідинами - соволом, хлордіфенілами та ін.

Конденсатори виготовляють на напругу від 220 В до 10,5 кВ однофазними й трьохфазними із потужністю 5 - 100 кВар у одиниці. В установках із більшою потужністю й на більшу напругу використовують батареї конденсаторів (БК) із паралельним й послідовно-паралельним з'єднанням конденсаторів. Для підвищення потужності БК застосовують паралельне з'єднання конденсаторів.

При роботі БК із мережі споживається активна потужність порядка 0,3-0,4%, яка витрачається на втрати у діелектрику та в кожухах конденсаторів. Батареї конденсаторів є генераторами реактивної потужності. В мережах з напругою до 1000 В звичайно застосовують батареї з конденсаторами, що з'єднанні у трикутник. При цьому номінальні напруги однофазних конденсаторів відповідають номінальній напрузі мережі. [25]

Але в мережах із підвищеним вмістом вищих гармонік, що генеруються нелінійними навантаженнями, застосування звичайних засобів компенсації реактивної потужності, що розраховані на синусоїдальні струми й напруги, натрапляє на серйозні технічні труднощі. [24] Вище згадані конденсаторні батареї, що застосовуються для компенсації реактивної потужності змінюють частотні характеристики систем й сприяють виникненню резонанса струмів на частотах до 1000 Гц. Це в свою чергу призводить до додаткового викривлення форми напруги мережі й аварійним пошкодженням конденсаторних батарей. При виборі їх потужності й місця установки необхідно враховувати можливі резонанси струму й напруги на одній із гармонік, що генерується нелінійним навантаженням. Загальний коефіцієнт несинусоїдальності напруги також різко збільшується у точці приєднання конденсаторної батареї. [24]

На основі викладеного можна зробити висновок, що встановлення конденсаторних батарей у системах електропостачання промислових підприємств при наявності вентильного навантаження може виявитись неприпустимим. У зв'язку з цим у мережах із симетричними й несиметричними нелінійними навантаженнями застосовують комплектні фільтрокомпенсуючі (ФКП) та фільтросиметрируючі (ФСП) пристрої, що забезпечують одночасно компенсацію дифіциту реактивної потужності основної частоти, фільтрацію вищих гармонічних, компенсацію відхилень й коливань напруги, а також симетрирування напруги мережі.

6.2.1 Розробка фільтрокомпенсуючих пристроїв

Фільтрокомпенсуючі й фільтросиметруючі пристрої доцільно розміщати у вузлі під'єднання нелінійного навантаження. Вони складаються із керуємої частини компенсатора (КК), що забезпечує регулювання реактивної потужності, й енергетичних фільтрів, що забезпечують фільтрацію вищих гармонік струму нелінійного навантаження. [24]

Рис. 6.2.1.1. Принципові схеми статичних компенсуючих пристроїв.

а) Мостові джерела реактивної потужності (ДРП) із індуктивним накопичувачем на стороні постійного струму;

б) Реактори насищення із нелінійною вольт-амперною характеристикою;

в) Реактори із лінійною вольт-амперною характеристикою й послідовно ввімкненими зустрічно-паралельними керуючими вентилями.

Сумарна реактивна потужність, що генерується ФКП (ФСП) на основній частоті, визначається виразом:

(6.2.1.1)

Основою енергетичних фільтрів вищих гармонік є послідовні індуктивно-ємністні резонансні ланцюги, що налаштовані на частоти вищих гармонік струму нелінійного навантаження. Параметри елементів (реакторів й конденсаторів) резонансних ланцюгів вихначаються за умовою: [24]

(6.2.1.2)

де = 2f - кутова частота основної гармоніки; L, С - індуктивність й ємність фільтра, що налаштований на частоту .

Реактивна потужність, що генерується фільтром:

(6.2.1.3)

де U1 - напруга основної гармоніки лінійної напруги мережі Uл (U1 0,95Uл.ном).

Переваги ФКП полягають у простоті й надійності схеми, в можливості плавного регулювання реактивної потужності, а також пофазного симетрування напруги мережі. [24]

При повному відкриванні вентилів КК сумарна реактивна потужність обладнання визначається різницею між потужністю, що генеруються фільтрами, й потужністю, що споживається реакторами. По мірі закривання вентилів КК потужність, що споживається реакторами, зменьшується і в границі, при їх повному закриванні, потужність, що генерується ФКП, стає рівною потужності фільтрів.

Слід зазначити, що у ряді випадків, виходячи із характеру графіка реактивного навантаження споживача, немає потреби у розробці ФКП із повним діапазоном регулювання за потужністю. Крім того, за міркуваннями із зниження встановленої потужності реакторів доцільно збільшувати мінімальний кут регулювання вентилів 0. Залежність реактивної потужності, що споживається реакторами КК має вигляд: [24]

(6.2.1.4)

де XL - індуктивний опір реакторів на фазу.

Розкриваючи (6.2.1.1), отримаємо кінцевий вираз для сумарної реактивної потужності, що генерується ФКП: [24]

(6.2.1.5)

Кількість паралельно ввімкнених резонансних ланцюгів фільтрів повинно бути таким, щоб коефіцієнт несинусоїдальності напруги не перевищував допустимого значення за ГОСТ 13109-67, тобто 5%.

Параметри фільтрів окрім умов (6.2.1.2) та (6.2.1.3) визначаються також значенням й характером нелінійного навантаження, дефіцитом реактивної потужності й характеристиками живлячої мережі.

Для проведення відповідних розрахунків маються спеціальні алгоритми та програми, що реалізовані на ПЕОМ. Нижче приведені деякі основні положення розрахунку.

На рисунку 6.2.1.2 показана однолінійна схема ввімкнення ФКП із перетворюючим навантаженням, а на рисунку 6.2.1.3 - її розрахункова схема заміщення.

Рис. 6.2.1.2. Принципова схема приєднання ФКП до системи електропостачання.

Рис. 6.2.1.3. Розрахункова схема заміщення.

Розподіл реактивної потужності між резонансними ланцюгами фільтрів доцільно здійснювати за умовами рівності розрахункових напруг й питомих втрат у конденсаторах фільтра. При деяких припущеннях розподіл реактивної потужності здійснюється за законом:

(6.2.1.6)

де Qф..1 та Qф..l - реактивна потужність резонансних ланцюгів фільтрів, налаштованих на частоти 1 та l гармонік. Таким чином, потрібна реактивна потужність резонансних ланцюгів зменьшується із зростанням частоти настройки.

Ефективність фільтрації вищих гармонік завдяки ФКП в значній мірі визначається правильним вибором частотних характеристик Х = f(n) системи електропостачання, розрахованих із урахуванням під'єднання до неї додаткових фільтрів. Окрім згаданих вище резонансних ланцюгів, що налаштовуються на частоти домінуючих вищих гармонік струму навантаження, в ряді випадків до складу ФКП вводяться додатково паралельно приєднанні конденсаторні батареї для фільрації гармонік, порядок яких вище частоти настройки резонансних фільтрів. В цьому випадку частотна характеристика системи відносно вузла підключення ФКП записується в наступному вигляді:

(6.2.1.7)

де Хс - індуктивний опір системи електропостачання без ФКП на основній частоті; XL, та Хк.б. - відповідно індуктивний опір реакторів та ємністний опір конденсаторів фільтра -ої гармоніки; 1 та L - кратності частоти настройки фільтрів; Хк.б - ємністний опір паралельних конденсаторів. [24]

При складанні рівняння (6.2.1.7) опором реакторів КК, ввімкнених паралельно системі, нехтуємо, тому що їх реактивний опір істотно вище опору системи.

Застосовуючи паралельні конденсатори в складі ФКП, необхідно виключити можливість резонанса струмів у діапазоні частот нефільтруємих гармонік. Ця умова забезпечується шляхом розподілу сумарної потужності ФКП між паралельними конденсаторами й фільтрами. Вказаний розподіл досягається при умові, якщо останній полюс (nl+1) частотної характеристики системи, вмикаючої ФКП із паралельними конденсаторами, знаходиться між останньою фільтруємою та першою нефільтруємою гармоніками:

l < nl+1 < l+1 (6.2.1.8)

де l - номер гармоніки, на яку налаштований фільтр вищої частоти; nl+1 - номер гармоніки, відповідаючій останньому полюсу функції Х = f(n); l+1 - номер 1-ої нефільтруємої гармоніки. [24]

Слід зазначити, що виконання умови (6.2.1.8) ще не гарантує від додаткових викривлень напруги, які можуть бути при під'єднанні паралельних конденсаторів. Так, якщо останній полюс (nl+1) близький до кратності 1-ої нефільтруємій гармоніці, то можливе її підсилення, що може привести до збільшення несинусоїдальності напруги. В цьому випадку шляхом послідовних наближень слід збільшувати долю реактивної потужності паралельно-ввімкнених конденсаторів за рахунок зменшення потужності фільтрів, збільшуючи різницю (l+1) - (nl+1) до тих пір, доки не буде виконана необхідна умова: Кнс 5%.

На підставі вищеописаного можна зробити висновок, що фільтрокомпенсуючі та фільтросиметруючі пристрої є досить ефективними засобами зменшення шкідливого впливу нелінійних динамічних навантажень на мережі промислового електропостачання.

6.2.2 Розрахунок параметрів елементів резонансних фільтрів ФКП

Розрахуємо параметри резонансних фільтрів ФКП, схема якого зображена на рис. 6.2.1.3. Резонансні фільтри на гармоніки кратні трьом не входять до складу схеми заміщення, оскільки при відповідному вмиканні обмоток трифазного трансформатора Хс (“зірка - трикутник”) вони дорівнюють нулеві. [14]. Парні гармоніки також не повинні входити до складу фільтра, оскільки вони дорівнюють нулеві через властивість розкладу у ряд Фур'є напруги, симетричної відносно осі Y [39].

Виражаючи із формули (6.2.1.2) значення L отримаємо:

(6.2.2.1)

де = 2f = 250 = 314 с-1 - кутова частота основної гармоніки;

Значення С приймемо для всіх гармонік рівним 100 мкФ;

Для пятої гармоніки:

мГн;

Для сьомої гармоніки:

мГн;

Для одиннадцятої гармоніки:

мГн;

Для тринадцятої гармоніки:

мГн.

6.3 Енергозберігаюча система частотно-регульованого асинхронного

електропривода

Електропривода змінного струму є найбільшими споживачами електроенергії. Тому навіть незначні підвищення їх енергетичної ефективності дозволяє отримати в масштабах країни значну економію електроенергії. В теперішній час в частотно-регулюємому асинхронному електроприводі силовий перетворювач виконується, як правило, на основі автономного інвертора напруги із широтно-імпульсним модулятором, на вході якого вмикається некерований випрямляч й ємністний накопичувач. Така побудова силової частини дозволяє отримати потрібні співвідношення між амплітудою й частотою вихідної напруги й найбільш просто реалізувати керування електроприводом. Однак в цьому випадку можливо реалізувати лише інверторне гальмування без рекуперації енергії в мережу, що призводить до значних втрат енергії в електроприводах із тяжкими динамічними режимами, підйомних механізмах. При цьому енергія, що акумулюється в ємністному накопичувачі, розсіюється у вигляді тепла на баластному опорі зі допомогою гальмівного модуля. [26]

Для реалізації рекуперативного гальмування доводиться ускладнювати вхідний перетворювач та замість некерованого випрямляча використовувати перетворювач із двохсторонньою проводимістю, наприклад, автономний інвертор напруги із широтно-імпульсним модулятором. Однак і в цьому випадку мають місце додаткові втрати в лінії, вхідному перетворювачі та силовому трансформаторі внаслідок циркуляції енергії між мережею та електроприводом. Природньо, що при цьому не виключається негативний вплив динамічних навантажень на елетрообладнання й необхідність збільшення його встановленої потужності.

Промислове освоєння швидкодіючих повністю керованих силових перетворювачів створило реальну можливість незалежного й роздільного керування координатами електропривода й традиційними показниками якості електроенергії (компенсація реактивної потужності, мінімізація рівня вищих гармонік, стабілізація й симетрування напруги) в системах із реактивним різкозмінним й нелінійним навантаженням (включаючи потужні тиристорні електроприводи та ін.) [27-29], для чого в регулюємих електроприводах на основі перетворювачів із ШІМ використовуються загальні живлячі шини постійного струму й ємністний накопичувач (рис. 6.3.1).

Така структура електропривода має ряд переваг: однотипна конфігурація силових блоків й модулів керування, що спрощує проектування й настройку привода; енергія рекуперативного гальмування одного із двигунів або групи двигунів передається за допомогою ємністного накопичувача минуючи мережу на інші двигуни, що працюють в режимі споживання, що знижує втрати й підвищує економічність із-за відсутності двохсторонньої циркуляції енергії між мережею й двигунами; виключається негативний вплив динамічних навантажень на силове обладнання й необхідність збільшення його встановленої потужності; енергія, що запасається в накопичувачі використовується для нормалізації основних показників якості електроенергії за допомогою загального вхідного IGBT перетворювача із двохсторонньою проводимістю, який сумісно із САК утворює силовий активний фільтр (САФ). [26]

Рис. 6.3.1. Функціональна схема керування якістю електроенергії в системах групового живлення електроприводів.

При розробці замкнених систем керування якістю електроенергії в нелінійних й несиметричних системах досить актуальною задачею є відокремлення (ідентифікація) й непреривний контроль неактивних складових струмів, що підлягають компенсації. Для вирішення цієї задачі універсальним є метод, що базується на миттєвій потужності із використанням результуючих (узагальнених) векторів струму й напруги мережі в системі координат, що обертається. Це дозволяє порівняно просто відокремити й неперервно контролювати миттєві значення неактивних складових повної потужності, а також оперувати замість реальних напруг та струмів відповідними їм постійними величинами. Це значно спрощує побудову замкнутих САК якістю електроенергії.

Результуючий узагальнений й спряжений вектора, наприклад, струму визначається як [30]:

(6.3.1)

де - відповідно узагальнений вектор струму, його модуль й аргумент; іА, іВ, іС - миттєві значення струмів трьохфазної системи; - одиничний вектор, що здвигає фази на 1200 у додатному напрямку; - погоджуючий коефіцієнт, що знайдений із умови інваріантності потужності; - спряжений вектор струму.

При відсутності нульових складових струмів миттєве значення потужності визначається як скалярний добуток результуючого вектора напруги й спряженого вектора струму [30]:

(6.3.2)

Приведений вираз справедливий як при усталених, так і при перехідних режимах для будь-яких законів зміни векторів струму й напруги у функції часу при умові, що сума миттєвих значень напруг й струмів дорівнює нулеві.

У нерухомій системі координат , результуючий вектор, наприклад, струму можна розкласти на дійсну І та уявну І складові:

(6.3.3)

Зв'язок між складовими І, І та миттєвими значеннями струмів окремих фаз визначається відомими залежностями [30]:

(6.3.4)

Формули зворотного переходу від складових І та І до миттєвих значень струму окремих фаз мають вигляд:

(6.3.5)

Перехід від нерухомої системи координат , до обертової х, у й зворотний перехід реалізується за допомогою виразів:

(6.3.6)

де , - відповідно узагальнений вектор струму в обертаючійся й нерухомій системах координат; u - кут між координатними вісями.

Якщо в обертаючійся системі координат х, у вісь х сумістити із напрямком результуючого вектора напруги, то згідно (6.3.2) із урахуванням (6.3.6) активна потужність симетричної системи визначається як: [26]

(6.3.7)

де - проекція узагальненого вектора струму на вісь х; - фазовий зсув між напругою та струмом.

У лінійних симетричних системах проекції результуючого вектора струму І та І на вісі х, у обертової системи координат, орієнтованої за узагальненим вектором напруги, пропорційні відповідно активній та реактивній потужності й не мають змінної складової. У випадку нелінійних й несиметричних систем в обох проекціях з'являються змінні складові. Значить, сума змінної складової проекції Іх та ортогональної складової проекції Іу після зворотного перетворення координат й фаз стає пропорційною неактивним складовим струму, що підлягають компенсації.

Відомо, що гранично досяжні динамічні показники САК із врахуванням енергетичних обмежень досягаються в системах із релейним принципом керування. Релейні регулятори володіють також рядом інших переваг: простота реалізації системи керування; мала чутливість до коливання параметрів та ін. [26]

На основі проведеного аналіза розроблена замкнена САР якості електроенергії на базі повністю керованого IGBT інвертора (рис. 6.3.1). Система керування виконана на основі принципів підлеглого регулювання координат. У внутрішньому струмовому контурі використовуються релейні регулятори струмів (РРС). Формування керуючих сигналів, пропорційних неактивним складовим струму, що підлягають компенсації, реалізується в обертовій системі координат, що орієнтована за результуючим вектором напруги мережі. Просторове положення цього вектора визначається як:

(6.3.8)

де U, U, U - відповідно модуль узагальненого вектора напруги мережі та його ортогональні складові у нерухомій системі координат , .

У схемі рис. 6.3.1 перетворювачі фаз ПФ1 та ПФ2 реалізують на основі (6.3.4) перехід від трьохфазної системи до двохфазної, ПФ3 використовуючи (6.3.5), реалізує зворотний перехід. На виході ПФ3 формуються керуючі дії, що пропорційні неактивним складовим струмам, які подаються на вхід релейних регуляторів струму (РРС), що охвачені зворотним зв'язком за вихідним струмом інвертора на основі ШІМ.

Зовнійшній контур САР із регулятором напруги РНd призначений для стабілізації напруги Ud у ланці постійного струму. Якщо енергія рекуперативного гальмування групи приводів виявиться більше енергії, що споживається двигунами, то відбувається повернення енергії в мережу, що акумульована в ємністному накопичувачі (режим компенсації активної та реактивної потужності). При цьому виключається зростання напруги у ланці постійного струму вище заданого значення.

Приведена швидкодіюча релейно-векторна система імпульсного регулювання потоками електроенергії дозволяє також усунути коливання й відхилення напруги на навантаженні, шляхом регулювання cos відносно заданого оптимального значення. Для чого в схемі рис. 6.3.1 використовується регулятор напруги на навантаженні, за допомогою якого вар'юється реактивна складова струму, приймаючи ємністний або індуктивний характер відповідно при зменшенні й збільшенні напруги на навантаженні. Об'єднання функцій компенсації реактивної потужності, потужності викривлення й несиметрії, а також стабілізації напруги за допомогою силового активного фільтра на основі повністю керованих перетворювачів мають великі перспективи. [26]

Енергетичні показники силового активного фільтра можна проаналізувати на основі співвідношень [31], що отримані без урахування активного опору трансформатора й дроселя:

(6.3.9)

(6.3.10)

де Q, P - відповідно реактивна та активна складова потужності, що генерується або споживається інвертором силового активного фільтра; UU, US, - відповідно напруга інвертора, мережі й кут між ними; хф - сумарний реактивний опір фази трансформатора, дроселя та ділянки лінії до місця під'єднання інвертора.

Із (6.3.9) витікає, що компенсація реактивної потужності за допомогою інвертора напруги можлива лише при умові UUcos > US. При ступеневій формі вихідної напруги (амплітудний спосіб регулювання) має місце найбільше значення першої гармоніки напруги на виході інвертора.

(6.3.11)

де Uф.MAX - амплітудне значення фазної напруги мережі.

Якщо врахувати, що ємність у ланці постійного струму заряджається до максимального значення випрямленої напруги Ud.MAX = 1,045Ud, то UU.MAX 1,1Uф.MAX. При цьому згідно (6.3.9) при = 0 максимальна реактивна потужність, що компенсується за допомогою силового активного фільтра

(6.3.12)

буде незначною й окрім того при ступеневій формі вихідної напруги інвертора з'являються в мережі додаткові гармоніки струму.

Синусоїдальна або векторна широтно-імпульсна модуляція дозволяє реалізувати практично синусоїдальний струм, але при цьому вихідні напруги інвертора менше напруги мережі й реалізувати компенсацію неактивних складових потужності не виявляється можливим. Саме тому в запропонованій системі (рис. 6.3.1) керування якістю електроенергії ланка постійного струму під'єднана до джерела із підвищеною напругою. Це дозволяє реалізувати незалежне керування координатами електропривода й якістю електроенергії.

На рисунку 6.3.2 наведені діаграми напруг та струмів без (а) та при наявності (б) замкнутої системи автоматичного керування якістю електроенергії у нелінійній системі, що отримані за допомогою комплексної математичної моделі [26]. Із наведеного рисунка видно, що запропонована САР якості електроенергії дозволяє швидко й точно компенсувати неактивні складові потужності й домогтися практично синусоїдального струму мережі, що співпадає за фазою із напругою.

Рис. 6.3.2. Діаграми напруги й струмів без (а) та при компенсації (б) неактивних складових повної потужності.

На основі вищеописаного можна зробити деякі висновки [26].

Використання групового живлення регульованих електроприводів від загальних живлячих шин постійного струму й повністю керованого інвертора напруги на вході системи дозволяє по-новому вирішити проблему підвищення енергетичної ефективності електромеханічних систем та нормалізації основних показників якості електроенергії;

Змінна складова Іх проекції узагальненого вектора струму на вісь Х обертової системи координат х, у, орієнтованої за результуючим вектором напруги мережі, пропорційна знакозмінної складової активної потужності в нелінійних й несиметричних системах, компенсація якої є одним із способів підвищення енергетичної ефективності систем електропостачання;

Формування у релейно-векторних системах керування інвертором силового активного фільтра керуючої дії у вигляді суми змінної складової Іх та ортогональної складової Іу дозволяє примусово компенсувати неактивні складові потужності й реалізувати практично синусоїдальний струм у мережі, що співпадає за фазою із напругою й тим самим забезпечити рівність повної та активної потужностей. Це є найкращим вирашенням питання підвищення ефективності джерел живлення й підвищення пропускної здатності ліній електропередач;

Використання у пристроях компенсації результуючих векторів струму й напруги у обертовій системі координат виключає проблеми визначення у нелінійних й несиметричних системах миттєвих значень неактивних складових струму (потужності), що підлягають компенсації;

Силові перетворювачі напруги із двохсторонньою проводимістю на основі широтно-імпульсних модуляторів є універсальним технічним вирішенням при побудові замкнених систем керування якістю електроенергії й мінімізації втрат у мережі.

6.4 Вибір та розрахунок монтажних розмірів для однополосних

шинних ліній передач

6.4.1 Параметри струмів короткого замикання

В електричних установках можуть виникати різні види коротких замикань, що супроводжуються різким збільшенням струму. Тому електрообладнання, що встановлюється в системах електропостачання, повинно бути стійким до струмів короткого замикання й вибирається з врахуванням величин цих струмів.

Розрізняють наступні види коротких замикань: трифазне, або симетричне, - три фази з'єюнуються між собою; двофазне - дві фази з'єднуються між собою без з'єднання із землею; однофазне - одна фаза з'єднується з нейтраллю джерела через землю; подвійне замикання на землю - дві фази з'єднуються між собою та з землею [32]

Основними причинами виникнення таких коротких замикань у мережі можуть бути: пошкодження ізоляції окремих частин електроустановки; неправильні дії обслуговуючого персоналу; перекриття струмоведучих частин установки, та інші.

Коротке замикання в мережі може супроводжуватись: припиненням живлення споживачів, приєднаних до точок, у яких сталося коротке замикання; порушенням нормальної роботи інших споживачів, під'єднаних до непошкоджених ділянок мережі, внаслідок зниження напруги на цих ділянках; порушенням нормального режиму роботи енергетичної системи.

Для запобігання коротких замикань й зменшення їх наслідків необхідно: усунути причини, що викликають короткі замикання; зменшити час дії захисту, що діє при коротких замиканнях; застосувати швидкодіючі вимикачі; правильно розрахувати величини струмів короткого замикання й по ним вибрати необхідну апаратуру, захист й засоби для обмеження струмів короткого замикання.

Розглянемо причини виникнення, особливості протікання короткого замикання й розрахунок струмів короткого замикання.

З моменту виникнення короткого замикання до його припинення в короткозамкнутому ланцюзі протікає переходний процес, що характеризується наявністю двох складових струмів короткого замикання - періодичного (коливального) та аперіодичного.

На рис. 6.4.1.1 наведені криві зміни струму короткого замикання системи необмеженої потужності (Sс = ). Тут, а також у подальшому при розгляданні явищ, викликаних коротким замиканням, прийняті наступні позначення струмів: іно - миттєве значення струму навантаження в момент короткого замикання; іу - миттєве значення ударного струму короткого замикання через півперіода (0,01 с) після виникнення короткого замикання (за величиною іу перевіряються електричні апарати, шини й ізолятори на динамічну стійкість); Іп.макс, іп - відповідно максимальне й миттєве значення періодичної складової струму короткого замикання;

Рис. 6.4.1.1. Криві зміни струму при короткому замиканні.

Іп.макс, іп.0 - максимальне й миттєве значення аперіодичної складової струму короткого замикання; І - діюче значення струму короткого замикання, що встановився (за величиною І перевіряють електричні апарати й струмоведучі частини на термічну стійкість); І'' = Іп.0 - початкове діюче значення періодичної складової струму короткого замикання (зверхперехідний струм короткого замикання).

Діюче значення повного струму короткого замикання для будь-якого моменту часу t визначається відповідними складовими - періодичною іпt та аперіодичною іat.

Періодична складова струму змінюється за гармонічною кривою у відповідності із синусоїдальною ЕРС генератора. Аперіодична - визначається характером затухання струму короткого замикання, що залежить від активного опору ланцюга та обмоток статора генератора. У ланцюзі напругою вище 1000В, де значення активного опору мале, час затухання аперіодичної складової складає 0,15-0,2 с.

6.4.1.1 Електродинамічна дія струмів короткого замикання

При коротких замиканнях в результаті виникнення найбільшого ударного струму короткого замикання в шинах й інших конструкціях розподільчих засобів виникають електродинамічні зусилля, які в свою чергу створюють згинаючий момент, а значить, механічну напругу в металі. Оснання повинна бути менше максимально допустимої напруги для даного металу. Електродинамічні дії ударного струму короткого замикання при трьохфазному короткому замиканні визначається силою взаємодії між провідниками при протіканні по ним ударного струму іу. Найбільша сила F(3) (Н), яка діє на шину середньої фази при умові розташування проводників (шин) в одній площині [32]

(6.4.1.1.1)

Де - коефіцієнт, що враховує неспівпадання миттєвих значень ударного струму в фазах; l та а - длина й відстань між струмоведучими частинами, см.

Розглядаючи шину як рівномірно навантажену багатопрольотну балку, згинаючий момент (Нм), що створюється ударним струмом, дорівнює:

(6.4.1.1.2)

Тоді найбільша механічна напруга в металі при згині (МПа)

(6.4.1.1.3)

Де l - відстань між опорними ізоляторами, см; а - відстань між вісями шин суміжних фаз, см; W - момент опору поперечного перерізу шин, см3.

6.4.1.2 Термічна дія струмів короткого замикання

Струмоведучі частини, у тому числі й кабелі, при коротких замиканнях можуть нагріватись до температури, значно більшої, ніж при нормальному режимі. Для того, щоб струмоведучі частини були термічно стійкими до струмів короткого замикання, величина розрахункової температури р повинна бути нижче допустимої температури доп для даного матеріалу.

За дійсний час протікання струму короткого замикання приймають сумарний час дії захисту tзах й вимикаючої апаратури: tвимк = tзащ + tвимк.

При перевірці струмоведучих частин на термічну стійкість звичайно користуються поняттям приведеного часу tпр, впродовж якого струм короткого замикання І, що встановився виділяє ту ж кількість тепла, що й струм короткого замикання, що змінюється за дійсний час t.

Приведений час визначається складовими часу періодичної та аперіодичної складових струму короткого замикання:

6.4.2 Розрахунок монтажних розмірів для однополосних шинних ліній

передач

Умова задачі. Вибрати та розрахувати монтажні розміри h, b, a, а1, l однополосної трифазної шинної лінії електропередачі для електроустановки, яка характеризується такими параметрами:

Uн = 6 кВ - номінальна напруга;

Ін = 1200 А - номінальний струм;

І'' = 55 кА - початкове діюче значення періодичної складової струму короткого замикання;

І = 35 кА - діюче значення усталеного струму короткого замикання;

= 3 - відношення реактивного та активного опорів кола короткого замикання;

Т = 8000 г - число годин максимума навантаження за рік;

t = 3 с - сумарний час спрацювання захисних та відключаючих апаратів;

матеріал шин - алюміній;

розташування шин - горизонтальне;

Розв'язок.

За таблицею 1 [33] визначаємо економічну щільність струму для заданого числа годин максимума навантаження за рік для алюмінієвих однополосних шин:

2. Визначаємо площу поперечного перерізу алюмінієвих шин:

де Jек - із п.1, Ін - із умови задачі.

3. За таблицею 2 [34] за відомим значенням S = 1200 мм2 визначаємо розміри однополосних алюмінієвих шин:

h = 120 мм = 0,12 м;

b = 10 мм = 0,01 м.

4. За таблицею 3 [33] за заданим значенням номінальної напруги Uн = 6кВ та з урахуванням внутрішніх перенапруг при коротких замиканнях вибираємо відстань між шинами, а = 22 см = 0,22 м.

Визначаємо відстань між повздовжніми осями шин а1:

- для горизонтального розташування шин;

де а - мінімальна відстань між шинами - із таблиці 3, h, b - із п.3.

а1 = а + h = 0,22 + 0,12 = 0,34 м.

5. Перевіряємо вибрані шини на термічну стійкість при короткому замиканні. Визначаємо приведений час періодичної складової струму короткого замикання tпр.п. Для цього визначаємо коефіцієнт

де I'', I - із умови задачі.

6. За графіком рис. 3 [34] по знайденому значенню '' = 1,57 та заданим часом спрацювання захисту t = 3 с знаходимо приведений час періодичної складової tпр.п.

tпр.п = 3,2 с.

7. Визначаємо приведений час аперіодичної складової струму короткого замикання:

8. Знаходимо приведений час короткого замикання:

tпр = tпр.п + tпр.а = 3,2 + 0,0123 = 3,2123 с.

9. Мінімальний термічно стійкий переріз шин визначаємо за формулою:

де: для шин із алюмінію с = 88;

Оскільки вибраний переріз шин у п.2 більший ніж мінімально допустимий у п.9, то вибрані шини у п.2 задовольняють умову задачі за термостійкістю.

10. Проводимо перевірку вибраних шин на електродинамічну стійкість при короткому замиканні. Визначимо довжину прогону між опорними ізоляторами, яка відповідає власним частотам механічних коливань шин при резонансних частотах = 50 Гц та = 100 Гц [34, 35]

Значення модуля пружності Е для алюмінія вибираємо із таблиці 4 [35]:

Е = 71010 Па (1 Па = 1 Н/м2).

Лінійну вагу алюмінієвих шин вибираємо із таблиці 2 [32]:

m = 3,245 кг/м.

Момент інерції поперечного перерізу шин розрахуємо для заданого горизонтального розташування шин за таблицею 5 [38]:

де b, h із п.3.

Тоді резонансні відстані між опорами шин дорівнюють:

Прогони між опорами шин не повинні дорівнювати l50 = 3,54 м та l100 = 2,5м, оскільки при цих відстанях буде спостерігатися електромеханічний резонанс власних механічних частот коливань шин, та частоти струму мережі = 50 Гц, при якому сила взаємодії між шинами (сила Ампера) різко зростає і призводить до руйнування шин.

Прогони між опорами шин не повинні бути великими, оскільки при великих відстанях між опорами сила взаємодії між шинами зростає пропорційно довжині прогонів, що теж приведе до руйнування шин при короткому замиканні. Але прогони не можуть бути і малими, оскільки тоді опор буде багато, що економічно не доцільно. Виберемо прогони між опорами шин l = 1,4 м. Розрахуємо максимально допустимий прогін між опорами шин.

11. Визначимо амплітуду ударного струму короткого замикання [34]

де Ку - ударний коефіцієнт короткого замикання визначається за заданим відношенням опорів по графіку на рис. 4 [34].

При ударний коефіцієнт Ку = 1,38:

12. Статична сила взаємодії між шинами фаз на 1,4 м довжини без врахування електромеханічного резонансу [34, 35]

де іу, а1 - із п.п. 11, 4.

13. Для врахування резонансу обчислимо частоту власних механічних коливань шин при вибраній довжині між опорами [34, 35]

де l, E, J, m - із п. 10.

14. Визначимо постійну часу спаду аперіодичної складової струму короткого замикання [34]

де - за умовою задачі.

15. За знайденим значенням Та та визначаємо із рис. 5 [34] динамічний коефіцієнт резонансу:

2,0;

де Та, - із п.п. 14, 13.

16. Динамічна сила взаємодії між шинами на 1,4 метра довжини з урахуванням явища резонансу [34]

де f, - із п.п. 10, 13.

17. За таблицею 5 [38] визначаємо момент опору поперечного перерізу шин для горизонтального розташування

де b, h - із п.3.

18. Визначаємо максимально допустимий прогін між опорами шин [34, 35]

де коефіцієнт = 10 12 (10 для крайніх прогонів та 12 для інших).

Максимально допустима напруга у матеріалі шин: доп = 82,3106 Па для алюмінію із табл. 4 [35], W, fд - із п.п. 17, 16.

Вибране значення прогону між опорами l = 1,4 м не перевищує lmax і, отже, задовольняє умові задачі.

19. Перевіряємо максимальну розрахункову напругу у матеріалі шини при дії ударного струму короткого замикання [34, 35]

де а1, l, іу, , W - із п.п. 4, 10, 11, 18, 17.

Порівнюємо розраховане значення максимальної напруги у матеріалі шини із максимально допустимим у табл. 4 для алюмінію:

доп = 82,3106 Па > роз = 40,3106 Па.

Оскільки доп > роз, то вибрані шини та прогін між опорами задовольняють умовам задачі.

Зображаємо у масштабі розраховану лінію електропередачі на кресленні. Розраховані монтажні параметри однополосної шинної трифазної лінії електропередачі такі: h = 120 мм, b = 10 мм, a1 = 340 мм, l = 1400 мм, a = 220 мм.

7. Охорона праці

7.1 Організація безпечних умов праці

Покращення умов праці - одне із найважливіших напрямків економічної й соціальної політики нашої держави, що закріплене конституцією України й регламентоване спеціальними правилами й нормами.

Охорона праці - складний комплекс заходів, що охвачує широке коло питань: від прийому трудящих на роботу до організації їхнього побуту й відпочинку. Доручаючи роботу, керівник (від бригадира й вище) зобов'язаний викласти не лише об'єм й строки виконання робіт, але й які необхідно прийняти заходи по охороні праці. Трудова діяльність людей протікає в рамках виробничої системи «людина - знаряддя праці - предмети праці - виробнича середа». Ефективність, безпека й санітарно-гигієнічні умови праці залежать від того, наскільки всі елементи системи досконалі, надійні й безпечні.

Продукційність роботи стругальщика в значній мірі залежить від правильної організації та технічного обслуговування робочого місця. Верстат, інвентар, комплект пристосувань та інструментів, що передані у безпосереднє розпорядження стругальщика, разом із закріпленою дільницею виробничої площі цеха утворюють робоче місце стругальщика.

Основним обладнанням робочого місця стругальщика є стругальний верстат (або група верстатів) із запобіжним та допоміжним обладнанням та постійним комплектом приладдя до нього. До складу допоміжного обладнання та оснащення робочого місця входять:

комплект технологічного оснащення постійного користування (пристосування, ріжучій, вимірюючий та допоміжний інструмент);

комплект технічної документації, що постійно знаходиться на робочому місці (інструкції, довідники, допоміжні таблиці та ін.);

комплект предметів уходу за робочим місцем (мастила, щітки та ін.);

комплект допоміжного обладнання, або так званого організаційно-технічного оснащення;

підніжні решітки;

табуретки чи стільці.

Правильне планування робочого місця є найважливішою ланкою в організації робочого процесу. Воно створює умови для високопродукційної та безпечної роботи. Раціональне планування робочого місця повинно задовільняти наступним вимогам:

Забезпечення умов продукційної роботи при максимальній економії сил та робочого часу стругальщика;

Раціональне та економне використання виробничої площі;

Забезпечення умов для зручності обслуговування робочого місця (доставка заготовок й транспортування оброблених деталей, ремонт та ін.);

Суворе дотримання правил й вимог охорони праці та техніки безпеки.

Економія сил та робочого часу стругальщика за рахунок раціонального планування робочого місця досягається при такому розташуванні верстата та предметів організаційно-технічного оснащення, коли для всіх робіт по установці та зняттю деталей, керуванню верстатом та інше забезпечується:

найбільш короткі та маловтомлюючі рухи;

зниження до мінімума нахилів та поворотів корпуса;

виключення зайвих переміщень робочого;

виключення зайвих трудових рухів, наприклад перекладання інструментів та деталей із однієї руки в іншу;

рівномірне, а по можливості й одночасне виконання трудових рухів обома руками.

На безпеку працівника також впливає планування його робочого місця. Планування залежить від багатьох умов: від типу, габаритів та призначення верстата; від ваги, розмірів та конфігурації обробляємих деталей; від типу й організації виробництва; від прийнятої системи обслуговування робочих місць, способу доставки заготовок на робоче місце й транспортування оброблених деталей та ін. Найбільш важливими факторами, що визначають номенклатуру й конструкцію організаційно-технічного оснащення на робочому місці та його планування, є: тип виробництва (масове, серійне, одиничне), конфігурація, розміри та вага оброблюємих деталей.

Забезпечення безпеки роботи на стругальних верстатах є також однією із основних умов правильної організації робочого місця. Кожен стругальщик повинен бути ознайомлений із основними правилами техніки безпеки при роботі на стругальних верстатах. При сучасних інтенсивних режимах стругання техніка безпеки приймає особливо важливе значення.

Необхідні технічні заходи, які в першу чергу передбачають міри захисту працівника від нанесення травм при транспортуванні, закріпленні заготовок, встановленні та знятті різців, допоміжних пристосувань.

При обробці на верстаті виробів, що мають значну висоту, робоче місце слід обладнати помостом відповідної висоти, але не вище дзеркала столу.

Основним джерелом небезпеки при роботі на повздовжньо-стругальному верстаті є робочий стіл, на якому закріплена заготовка і який рухається в напрямку портала верстата, де нерухомо закріплені різці, що знімають стружку із заготовки. Під час свого руху стіл може нанести травму працівникові, тому слід дотримуватися дистанції відносно столу, слідкувати, щоб одежа працівника не зачепилася за заготовку чи стіл під час руху останнього. Небезпеку також являє собою й стружка, що знімається із заготовки. На підлозі попереду та зліва від верстата вкладені дерев'яні підніжні решітки, що запобігають ноги стругальщика від холодної підлоги та по можливості посковзнутись на підлозі. В простір між рейками решітки падають випадкові предмети та стружка, що також усуває перепони при переміщеннях працівника.

Для транспортування заготовки передбачений спеціальний підйомний пристрій. Заготовки вагою до 30 кг на відстані не більшій ніж 2 м встановлюються на столі вручну, при вазі більшій за 30 кг або при відстані більшій за 2 м застосовується підйомний пристрій.

Закріплення заготовки на робочому столі та різців на державках супортів проводиться при вимкненому верстаті.

7.2 Розрахунок захисного заземлення

Захисне заземлення призначається для захисту від ураження електричним струмом при дотику до неструмопровідним металевим частинам електроустановок, що опинились під напругою, й застосовується в електроустановках напругою до 1000 В змінного струму із ізольованою нейтраллю й постійного струму із ізольованою середньою точкою, а також напругою вище 1000 В змінного й постійного струму із будь-яким режимом нейтралі.

Фізична суть захисного заземлення полягає у тому, що попередньо створене між металевим корпусом захищаємого обладнання й землею електричне з'єднання досить малого у порівнянні із тілом людини опору дозволяє знизити силу струму через тіло людини до припустимого значення. Ідея захисного заземлення заключається у створенні паралельно тілу людини з'єднання корпусів обладнання із землею з опором, що значно менший за опір тіла людини, з тим, щоб при дотику до частин обладнання, що опинились під напругою, струм через тіло людини не досягав небезпечних значень. Принципова схема захисного заземлення приведена на рисунку 7.2.1.

У відповідності із вимогами ПУЕ найбільший допустимий опір заземлюючого пристрою захисного заземлення установок напругою до 1000 В із ізольованою нейтраллю складає 10 Ом - при сумарній потужності джерел живлення даної мережі не більше 100 кВА й 4 Ом - в інших випадках.

Рис. 7.2.1. Принципова схема захисного заземлення.

Захисне заземлення слід виконувати в мережі напругою до 1000 В змінного струму із ізольованою середньою точкою в наступних випадках:

при напрузі змінного струму 380 В й вище й постійного струму 440 В й вище - в усіх електроустановках;

при номінальних напругах змінного струму вище 42 В й постійного струму вище 110 В - в електроустановках, що розміщені в приміщеннях із підвищеною небезпекою, особливо опасних та в зовнішніх установках;

при будь-якій напрузі змінного та постійного струму - у вибухонебезпечних установках.

Заземлювач - основний конструктивний й розрахунковий елемент заземлюючих пристроїв. Розрізняють заземлювачі природні та штучні. Розрахунок заземлюючого пристрою зводиться до визначення кількості вертикальних й горизонтальних електродів заземлювача в залежності від потрібного у відповідності з ПУЕ опору заземлення, питомого опору землі у місці спорудження заземлюючого пристрою, прийнятих розмірів електродів й конфігурації заземлювача.

Розрахунку заземлювача повинний передувати попередній вимір питомого опору землі в місці його пристрою. Питомий опір землі , що характеризується опором між сторонами куба землі із ребром довжиною 1 м, вимірюється в Омм.

Опором заземлювача або опором розтіканню струму із нього R називають відношення потенціала U на ньому до струму І, що зтікає із нього. Для зосереджених заземлювачів величина R являє собою опір середи, в якій знаходиться заземлювач. Він не враховує матеріала заземлювача й перехідного або контактного опору між заземлювачем й середою.

Опір середи для зоседжених заземлювачів залежить від її властивостей, розмірів й форми електродів, та їх взаємного розташування. На опір протяжних заземлювачів, окрім того, впливають й провідні властивості матеріала.

Згідно вимог ПУЕ п.1.7.62 опір заземлюючого пристрою повинен бути не вище 4 Ом в будь-яку пору року. Тож приймаємо опір заземлювача Rз = 4 Ом.

Питомий опір землі змінюється від десятків до тисяч Омм у залежності від таких факторів, як вміст вологи, температура грунту, його склад й ступінь щільності, пори року. Залежність від пори року є достатньо складною, однак відомо, що восени та навесні, коли вологість землі збільшується, зменшується, а взимку й влітку в період промерзання та висихання землі - збільшується.

Визначаємо розрахунковий питомий опір грунту із врахуванням кліматичного коефіцієнту: [40]

(7.2.1)

де вимір - значення виміряного питомого опору землі. Це значення візьмемо із спеціальних таблиць для попереднього розрахунку заземлювачів [40].

- підвищуючий коефіцієнт сезонності, що враховує можливі зміни значення впродовж року й ступінь зволоженості землі в період проведення вимірів. Вибираємо цей коефіцієнт із [40], враховуючи кліматичну зону.

Омм

Після цього знаходимо потрібний опір штучного заземлювача із врахуванням використання природних заземлювачів при тому, що вони з'єднанні паралельно та їх опір не повинен перевищувати норму. У якості природніх заземлювачів служать повітряні та сантехнічні комунікації, тому виміряний опір цих заземлювачів буде дорівнювати 17 Ом.

(7.2.2)

де Rпр - опір природніх заземлювачів;

Rз - опір заземлюючого пристрою.

Ом

Далі вибираємо форму та розміри вертикальних й горизонтальних електродів, визначають попередню конфігурацію заземлювача. Форму й розміри вертикальних та горизонтальних електродів вибирають, виходячи із вимог, що викладені в ПУЕ. Попереднє розміщення електродів на площі слід проводити так, щоб відстань між вертикальними електродами було не менше їх довжини. Також потрібно враховувати, що збільшення числа вертикальних електродів із зменшенням відстані між ними внаслідок взаємного екранування призводить до зменшення ефективності використання елктродів й збільшенню опору розтікання. В залежності від конкретних умов вибирають конфігурацію заземлювача: ряд, прямокутник, променевий та ін. Ми вибираємо прямокутник.

Визначимо опір розтіканню струму одиничного вертикального стрижня із кутової сталі 4040 мм, довжиною 2,5 м.

Еквівалентний діаметр кутика:

м (7.2.3)

де b - ширина полки кутика.

Глибина закладення стрижня від поверхні землі до середини стрижня:

м (7.2.4)

де Н0 - заглиблення.

Опір розтіканню вертикального електрода із кутової сталі Rв, Ом:

(7.2.5)

де розр - розрахунковий питомий опір землі (із врахуванням коефіцієнта сезонності); l - довжина електрода; d - зовнішній діаметр електрода, в нашому випадку еквівалентний діаметр кутика; Н - глибина закладення (відстань від поверхні землі до середини електрода).

Ом

Знаходимо орієнтовну кількість стрижнів:

(7.2.6)

де Р - периметр прямокутника, м;

а - відстань між стрижнями, м.

Визначаємо опір розтіканню горизонтального електрода із кутової сталі Rг, Ом:

(7.2.7)

де розр - розрахунковий питомий опір землі (із врахуванням коефіцієнта сезонності); l - довжина електрода; b - ширина полоси; Н - глибина закладення.

Ом

За таблицею 29 [40] знаходимо коефіцієнт використання вертикальних стрижнів групового заземлення без врахування впливу полоси зв'язку: в = 0,62.

За таблицею 28 [40] знаходимо коефіцієнт використання горизонтального полосового електрода, що з'єднує вертикальні електроди групового заземлення: г = 0,31.

Приймаємо вище згаданий план розміщення заземлювача, а саме прямокутник із периметром 130 м, та приєднаних до нього 26 вертикальних електродів довжиною 2,5 м із заглибленням 0,75 м та визначаємо розрахунковий опір заземлювача:

(7.2.8)

Підставивши у формулу всі вищерозраховані та вибрані значення будемо мати:

Ом.

Розрахований опір заземлювача R = 2,22 Ом < Rз = 4 Ом, значить приймаємо до виробництва вибрану конструкцію штучного заземлення.

7.3 Розрахунок занулення

Занулення призначається для захисту від ураження електричним струмом при дотику до неструмоведучих металевих частин електроустановки, що опинились під напругою, й застосовується в електроустановках напругою до 1000 В із глухозаземленою нейтраллю (трифазних чотирипровідних) або із глухозаземленим виводом джерела однофазного струму.

Фізична суть занулення полягає у тому, що, завдяки завчасно виконаного за допомогою нульового захисного провідника металевого зв'язку корпусів обладнання із глухозаземленою нейтраллю джерела живлення, будь-яке замикання на корпус перетворюється на однофазне коротке замикання із наступним автоматичним відключенням аварійної дільниці від мережі апаратами захисту (запобіжниками, автоматичними вимикачами та ін.). Принципова схема занулення приведена на рисунку 7.3.1.

Рис. 7.3.1. Принципова схема занулення.

Необхідно відмітити ще одну захисну властивість системи занулення. Металеві неструмопровідні частини електроустановок, що з'єднанні за допомогою нульового захисного провідника із глухозаземленою нейтраллю джерела живлення, опиняються одночасно заземленими через заземлюючий пристрій робочого заземлення нейтраллі. Це заземлення в аварійний період, тобто від момента замикання на корпус до автоматичного відключення ураженої дільниці від мережі, сприяє пониженню напруги корпуса відносно землі аналогічно тому, як це має місце при захисному заземленні.

Таким чином, на час роботи апаратів захисту робоче заземлення глухозаземленої нейтраллі виконує функції захисного заземлення, що знижує небезпеку ураження людини, що доторкнулась в цей момент до корпуса, що опинився під напругою.

Надійне спрацювання захисту можливо забезпечити за рахунок струму замикання шляхом зменшення опору ланцюга. Це досягається введенням в схему нульового захисного провідника, тобто зануленням. При цьому із ланцюга замикання виключається як опір заземлення нейтралі, так і опір заземлення електроприймача (рис. 7.3.1.).

Таким чином, в трьохфазних мережах напругою до 1000 В із глухозаземленою нейтраллю безпека при замиканні фази на корпус може бути забезпечена лише за допомогою занулення. Застосовувати в таких мережах захисне заземлення металевих корпусів електроприймачів без електричного зв'язку їх із нейтральною точкою джерела живлення, тобто без занулення, забороняється. Не можна також в мережі, де прийнято занулення одних елетроприймачів, застосовувати заземлення інших без з'єднання із глухозаземленою нейтраллю.

Занулення повинне виконуватись в електроустановках напругою до 1000 В змінного струму із глухозаземленою нейтраллю джерела живлення або постійного струму із глухозаземленою середньою точкою в наступних випадках:

при напрузі змінного струму 380 В й вище та постійного струму 440 В й вище - в усіх електроустановках;

при номінальних напругах змінного струму вище 42 В й постійного струму вище 110 В - в електроустановках, що розміщаються в приміщеннях із підвищеною небезпекою, особливо небезпечних та в зовнішніх установках;

у вибухонебезпечних установках - при будь-якій напрузі змінного й постійного струму.

Основною задечею розрахунку занулення в проекті виробництва робіт є розрахункова перевірка відключаючої здатності системи занулення. При замиканні на корпус занулення виконає свою головну захисну функцію - надійне відключення, якщо сила струму однофазного короткого замикання Ік задовільнить умові:

(7.3.1)

де Іном - номінальне значення сили струму спрацювання апарата захисту, А; К - коефіцієнт кратності сили струму однофазного замикання по відношенню до номінальної сили струму спрацювання апарата захисту. Приймаючи в якості апарата захисту запобіжник із плавкою вставкою за таблицею 4 [40] вибираємо К = 3.

Потужність живлячого трансформатора приймемо рівною 700 кВА, з'єднання обмоток - зіркою. Двигун асинхронний марки 4А225М4У3, Uн = 220 В, nном = 1500 об/хв, відношення Іпуск / Іном = 7, потужність Рном = 55 кВт.

Перевіряємо умову забезпечення відмикаючої здатності занулення:

(7.3.2)

(7.3.3)

де Uф - фазна напруга, В; Zт - опір трансформатора, Ом; Zп - опір петлі фаза-нуль, який визначається за наступною залежністю:

(7.3.4)

де Rн, Rф - активні опори нульового та фазного провідника, Ом; Хн, Хф - внутрішні індуктивні опори нульового та фазного провідників, Ом; Хи - зовнішній індуктивний опір петлі фаза-нуль, Ом.

За таблицею 6.1. [41] визначаємо опір трансформатора Zт, який буде дорівнювати Zт = 0,129 Ом.

Номінальний струм двигуна був розрахований у розділі 4.4 даного дипломного проекту і дорівнює І1н = 100,1 А.

Розраховуємо пусковий струм двигуна:

А;

Розраховуємо номінальний струм плавкої вставки:

(7.3.5)

де Іпуск - пусковий струм двигуна; - коефіцієнт режиму роботи.

А

Визначаємо значення струму короткого замикання:

(7.3.6)

де Іпл.вст - струм плавкої вставки запобіжника.

А

Задаємося стандартним перетином нульового провідника 6010 мм та розраховуємо щільність струму :

(7.3.7)

де S - площа поперечного перерізу провідника, мм2;

А/мм2

За таблицею 6.2 [41] знаходимо активні та індуктивні опори стальних провідників. Для цього задаємося перетином та довжиною нульового lн та фазового lф провідників, що виконані із сталі: lн = 50 м, перетину 6010 мм, S = 600 мм2, lф = 100 м, перетином = 16 мм, S = 201,1 мм2.

Активний опір фазового провідника береться із таблиці 6.2 [41] в залежності від площі поперечного перетину та щільності струму:

Ом

Аналогічно визначимо активний опір нульового провідника:

Ом

Визначимо внутрішні індуктивні опори фазного та нульового провідників Хф та Хн:

Ом

Ом

де Х - із таблиці 6.2 [41], Ом; l - довжина провідника, км.

Зовнішній індуктивний опір петлі фаза-нуль Хи = 0,6 Ом/км. Загальна довжина петлі фаза-нуль 50+100 = 150 м = 0,15 км, тоді Хи = 0,6 0,15 = 0,09 Ом.

Використовуючи отримані дані, розрахуємо Zп та визначимо струм короткого замикання за формулами (7.3.4) та (7.3.3):

Ом

А

Струм Ікз більш ніж у три рази перевищує номінальний струм плавкої вставки, тому при замиканні на корпус плавка вставка перегорить за 5…7 с та відімкне пошкоджену фазу. За номінльним струмом із табл. 6.4 [41] приймаємо плавку вставку серії ПН2-1000 із номінальним струмом 1000 А при напрузі мережі 220 В.

7.4 Технічні вказівки із забезпечення безпеки при обслуговаванні та

ремонті електрообладнання верстата

Безпека праці на верстаті забезпечується відповідністю його конструкції вимогам ГОСТ 7599-82 та ГОСТ 12.2.009-80, а також виконанням обслуговуючим персоналом вимог безпеки Руководства із експлуатації верстата, а також вимог інструкцій із техніки безпеки при холодній обробці металів для даного типу верстатів.

До роботи на верстатах допускається лише кваліфікований персонал (стругальщики не нижче 4 розряду, монтажники, наладчики, робочі-оператори та безпосередні керівники робіт), попередньо вивчивший правила техніки безпеки, конструктивні й технічні особливості верстата, правила ведення робіт по своїй спеціалізації та маючий документ, що затверджує право ведення робіт.

Вимоги безпеки при монтажі, пусконаладочних та ремонтних роботах:

забороняється проводити будь-які роботи по обслуговуванню електрообладнання без відключення верстата від мережі або не зробивши необхідних організаційних й технічних заходів при часових перевірочних підключеннях станції керування до мережі;

забороняється вести як пусконаладочні роботи, так і експлуатацію верстатів із підвісним пультом, що неврівноважений у вертикальному положенні або що довільно переміщується у горизонтальному напрямку;

забороняється робота на верстатах із порушеннями: в захисних, тобто блокуючих пристроях; пристроях, що обмежують переміщення рухомих вузлів; сигнальних пристроях й місцях заземлень. Ці пристрої повинні періодично перевірятись на сохранність й правильність дії;

забороняється при обробці виробу проводити на верстаті будь-які ремонтні роботи;

забороняється знаходитись на столі верстата під час роботи верстата в автоматичному циклі;

забороняється заходити оператору на стіл верстата до виробу, що оброблюється (при необхідності настройки ріжучого інструмента на припуск, контроля розмірів на виробі й інших подібних робіт) при ввімкненому перетворювачі або залишивши підвісний пульт керування в незручному для доступа місці;

при обробці на верстаті виробів, що мають значну висоту, робоче місце слід обладнати помостом відповідної висоти, але не вище дзеркала столу;

по закінченні робіт верстат повинен бути вимкнений від мережі живлення.

Вид основного оперативного обслуговування верстатів - постійний. Кількість обслуговуючого персонала - один верстатник із кваліфікацією стругальщика не нижче четвертого розряда. Наладка верстата здійснюється верстатником.

Показники ремонтної складності верстатів для побудови структури міжремонтних циклів й періодичності технічного обслуговування згідно Єдиній системі планово-запобіжних ремонтів (ЄСПЗР) мають наступні значення:

механічна частина верстата - 31;

електрична частина верстата (всього) - 56;

електрична частина верстата (в т.ч. електромашин) - 29.

До обслуговування автоматики й електропривода верстата допускаються працівники, що пройшли спеціальний технічний інструктаж, та вивчили руководство з експлуатації.

Для попередження ураження електричним струмом:

оглядові люки, коробки виводів та клемні коробки закрити передбаченими для цього кришками;

перевірити надійність заземлення верстата, шаф керування;

забороняється проводити будь-які роботи із огляду, регулювання та обслуговуванню електрообладнання без відключення від мережі, не прийнявши необхідних організаційних та технічних заходів;

Обслуговуючий персонал повинен суворо дотримуватись “Правил технічної експлуатації електроустановок споживачів й правила техніки безпеки при експлуатації електроустановок споживачів”.

Електрообладнання верстата виконано у відповідності із вимогами ГОСТ 12.2.009-80.

Перелік найважливіших вимог безпеки, що передбачені конструкцією верстата:

Елементи електрообладнання забезпечують безаварійну роботу верстата при зміні напруги мережі від 0,9 до 1,1 номінального значення й відповідні паспорту технічні характеристики при зміні напруги від 0,95 до 1,05 номінального значення;

Верстат має ввідний вимикач F1 ручної дії, що розміщений у шафі станції керування й призначений для підключення електрообладнання верстата до живлячої мережі, а також для відключення його від мережі на час перерви в роботі та в аварійних випадках;

Верхні контакти ввідного вимикача F1 на станції керування закриті кришками;

Дверцята шафи станції керування зблоковані із ввідним вимикачем;

Пульт керування оснащений кнопкою із грибовидним штовхачем червоного кольору для аварійного відключення верстата;

Біля кнопок керування маються знаки: “0” - відключення та “1” - вмикання;

Електрообладнання верстата має систему сигналізації про коротке замикання на землю в ланцюгах керування (сигнальні лампочки Н2, Н3, Н4, Н5 встановлені на дверцятах шафи керування);

Всі металеві частини верстата (станина, корпуса електродвигунів, каркас шафи, пульт керування та ін.) оснащені пристроями захисного заземлення;

Напруга ланцюгів місцевого освітлення верстата - 24 В;

Монтаж електропроводки на верстаті виконаний дротами наступних кольорів:

силові ланцюги змінного та постійного струму - чорний;

ланцюги керування змінного струму - червоний;

ланцюги керування постійного струму - синій;

ланцюги заземлення - зелено-жовтий;

На дверцятах станції керування мається пристрій для запирання ввідного автомата у відключеному стані.

Для безвідмовної роботи електромашин слід регулярно проводити чистку від пилу та бруду електродвигунів та апаратури, а також змазку підшипників електромашин. Справна електроапаратура забезпечує виконання техніки безпеки при її експлуатації.

8. Розрахунок економічної ефективності

8.1 Техніко-економічне обгрунтування

Предметом вдосконалення в даній роботі є електропривод головного руху повздовжньо-стругального верстата моделі 7А210. У старій моделі вказаного верстата в якості електродвигуна головного руху використовувався двигун постійного струму із керуванням за допомогою тиристорного перетворювача частоти із застосуванням зворотного зв'язку за швидкістю. Використання двигуна постійного струму із великою потужністю пов'язане із виникненням деяких технологічних проблем. По-перше, він споживає більше електроенергії ніж асинхронний електродвигун, по-друге, він не забезпечує достатньої швидкодії із-за великого момента інерції на валу, по-третє, кількість браку перевищує допустиму норму.

На підставі вищеописаного було прийнято рішення про заміну двигуна постійного струму на асинхронний електродвигун із керуванням за допомогою тиристорного перетворювача частоти. Встановлений тиристорний перетворювач фірми “Danfoss” - це сучасний тиристорний перетворювач, який може задовільняти майже будь-яким умовам роботи та технологічним вимогам, він дозволяє привести у відповідність реальні та нормативні характеристики технологічного процеса, а також забезпечує економію засобів, що направляються на фінансування вказаних затрат.

В даній частині економічного обгрунтування проведемо розрахунок зміни річних експлуатаційних затрат споживача при використанні ним порівнюємих об'єктів. Головними елементами економії в результаті впровадження системи керування виступають:

зниження затрат електроенергії на виробництво деталей;

зменшення затрат на ремонт електричного обладнання;

зменшення на виході кількості бракованих деталей.

8.2 Визначення затрат на модернізацію системи керування

електроприводом головного руху повздовжньо-стругального верстата

8.2.1 Визначення затрат на придбання комплектуючих

Для знову створеної системи автоматичного керування закуплені комплектуючі, перелік яких зведений у таблицю 8.2.1.1.

Таблиця 8.2.1.1

Таким чином, затрати на придбання комплектуючих для системи автоматичного керування головним електроприводом верстата дорівнюють:

Зк = 50900 (грн.)

8.2.2 Розрахунок заробітної платні з нарахуваннями

Для встановлення електрообладнання приводу головного руху верстата необхідно виконати роботи по його встановленню, монтажу системи керування, демонтажу старого обладнання, наладці та пуску системи. Вказані роботи будуть проводити два слюсарі КВПіА четвертого розряду на протязі двох днів.

Витрати на заробітну плату з нарахуваннями визначимо за формулою:

(8.2.2.1)

деКнз - коефіцієнт, який враховує накладні витрати на заробітну плату, Кнз = 1,3;

- коефіцієнт, який враховує премії, ;

- час виконання робіт, год;

Сti - часова тарифна ставка працівника і-го розряду,

Н - норма нарахування на заробітну плату, Н = 0,375;

в тому числі:

32% - відрахування у ПФ;

2,5% - відрахування у фонд соціального страхування;

1,5% - відрахування у фонд страхування безробіття;

1,5% - приймаємо усереднено відрахування у фонд страхування від нещасних випадків на виробництві;

m - кількість робочих, чол.

(грн)

8.2.3 Визначення загальної суми затрат на модернізацію

Витрати на модернізацію системи автоматичного керування електроприводом визначимо як суму витрат на купівлю комплектуючих та витрат на заробітну плату з нарахуваннями робітникам, які проводять модернізацію:

Зм = Зк + Ззпм (8.2.3.1)

Зм = 50900 + 183,04 = 51083,04 (грн)

8.3 Розрахунок річного фонду часу роботи повздовжньо-стругального

верстата

Розрахунок річного фонду часу роботи верстата проведемо за формулою:

(8.3.1)

де ТФ - річний фонд робочого часу, ТФ = 256 (днів);

tсм - тривалість зміни в машиночасах, tсм = 8;

Ксм - коефіцієнт змінності роботи устаткування, Ксм = 2;

Др - простої в машино-днях у всіх видах технічного обслуговування і ремонту, який приходиться на один машиночас, визначимо за формулою:

(8.3.2)

де n - число різновидів технічних обслуговувань та ремонтів за міжремонтний період, n = 1;

- тривалість перебування в і - му ремонті або технічних обслуговувань, dpi = 0,5 (год);

- час міжремонтного циклу, = 4096 (год) ;

- кількість ремонтів або технічних обслуговувань за міжремонтний період - 24.

Річний фонд часу роботи до і після модернізації дорівнює:

(год)

8.4 Розрахунок річної експлуатаційної продуктивності

Річна експлуатаційна продуктивність центрифуги визначається за формулою:

(8.4.1)

де ВЕ.Г.П - годинна експлуатаційна продуктивність, (од.прод./год),

КПР - коефіцієнт, що враховує простоювання, не враховані в часовій експлуатаційній продуктивності.

Таким чином, річна експлуатаційна продуктивність склала:

(од.прод./рік)

8.5 Визначення поточних річних затрат в процесі експлуатації верстата

Поточні річні експлуатаційні затрати визначаються для системи автоматичного керування до і після модернізації.

8.5.1 Розрахунок заробітної платні з нарахуваннями

Заробітна плата працівників, що приймають участь в експлуатації повздовжньо-стругального верстата визначається за формулою (8.2.2.1). До та після модернізації верстата число працівників не змінилося й складає один стругальщик, що має четвертий розряд. Витрати на заробітну плату до та після модернізації склали:

(грн)

8.5.2 Визначення витрат на технічне обслуговування і поточний ремонт

системи автоматичного керування електроприводом

Витрати на технічне обслуговування і поточний ремонт системи автоматичного керування електроприводом визначимо за формулою:

SТО = SТОЗ + SТОМ (8.5.2.1)

де SТОЗ - витрати на заробітну плату ремонтників з нарахуваннями;

SТОМ - витрати на матеріали та запасні частини.

Витрати на заробітну плату ремонтних робітників з нарахуваннями визначаються за формулою:

(8.5.2.2)

де СР - середня тарифна ставка ремонтного робітника, що обслуговують верстат, грн/год;

арі - кількість техобслуговувань і поточних ремонтів без капітального ремонту;

чрі - трудоємкість і - го технічного обслуговування та поточного ремонту, чрі =1,57.

Витрати на матеріали та запасні частини визначаються за формулою:

(8.5.2.3)

де КІП - норма накладних розходів по всім видам витрат, крім заробітної плати, КІП = 1,1;

КЗР - коефіцієнт переходу від витрат на заробітну плату до витрат на матеріали та запасні частини, КЗР = 1,25.

До та після встановлення на верстат частотного перетворювача технічне обслуговування буде проводити один слюсарь КВПіА четвертого розряду. Таким чином, витрати на заробітну плату ремонтних робітників дорівнюють:

до та після модернізації:

(грн)

Відповідно витрати на матеріали та запасні частини до та після модернізації:

(грн)

Таким чином, витрати на технічне обслуговування і поточний ремонт до та після модернізації складають:

(грн)

8.5.3 Визначення витрат на електроенергію

Величину витрат на електроенергію визначимо за формулою:

(8.5.3.1)

де ЦЕЛ - ціна 1 кВт/год електроенергії коштує 0,25 грн;

WЕЛ - витрата за годину енергії, кВт/год.

На модернізованому верстаті було встановлено асинхронний електродвигун потужністю 55 кВт, та впроваджена система групового збереження електроенергії у цеху, що дозволяє значно зменшити витрати на електроенергію шляхом значного підвищення коефіцієнта потужності cos майже до одиниці.

Відповідно, витрати на електроенергію до модернізації становлять:

(грн)

Після модернізації витрати на електроенергію складають:

(грн)

8.5.4 Визначення витрат внаслідок браку продукції

Після впровадження нової системи автоматичного керування електроприводом головного руху повздовжньо-стругального верстата було проведено експериментальне дослідження, внаслідок чого було встановлено, що процент бракованих деталей зменшився від 1,5 до 0,35. Визначимо витрати від браку за формулою:

(8.5.4.1)

де КБ - процент браку, ;

Ц - ціна деталі, яка становить 450 грн/од.

Таким чином, витрати на брак до модернізації становили:

(грн)

Витрати на брак після модернізації становлять:

(грн)

8.5.5 Розрахунок загальної суми річних витрат

Розрахунок суми річних витрат на експлуатацію системи автоматичного керування електроприводом головного руху повздовжньо-стругального верстата зведений у таблицю 8.5.5.1.

Таблиця 8.5.5.1.

8.6 Розрахунок вартості машино-години роботи системи

автоматичного керування

Розрахунок вартості машино-годин системи автоматичного керування електроприводом головного руху верстата розрахуємо за формулою:

(8.6.1)

До модернізації вартість однієї машино-години складала:

(грн/год)

Після модернізації вартість однієї машино-години змінилась і складає:

(грн/год)

8.7 Розрахунок вартості технологічної операції для одиниці продукції

Вартість технологічної операції для одиниці продукції визначається за формулою:

(8.7.1)

До модернізації вартість складала:

(грн)

Після модернізації вартість складає:

(грн)

8.8 Визначення економічного ефекту від проведення модернізації

Річний економічний ефект від проведення модернізації визначається за формулою:

(8.8.1)

(грн/рік)

Термін окупності витрат по модернізації розрахуємо за формулою:

(8.8.2)

(року)

Якщо перевести 0,73 року у місяці, то отримаємо 8 місяців та 26 днів.

8.9 Висновки

Виходячи із проведених розрахунків можна зробити наступні висновки:

витрати на модернізацію склали 51083,04 грн;

витрати на заробітну плату робітників, які експлуатують верстат не змінилися;

витрати на ТО і ПР після проведення модернізації не змінилися;

витрати на електроенергію після проведення модернізації зменшились на 45,45;

вартість машино-години роботи системи після модернізації знижена на 50,42;

вартість технологічної операції для одиниці продукції після модернізації знижена на 50,42;

економічний ефект від проведення модернізації склав 69986,80 гривень на рік;

термін окупності витрат для модернізації склав майже 9 місяців.

Висновки

У результаті виконання дипломного проекту був модернізований електропривод головного руху повздовжньо-стругального верстата, та отримані наступні результати:

Розрахована кінематична схема верстата та зусилля, що потрібні для різання металевих деталей на повздовжньо-стругальному верстаті;

Замість застарілого та ненадійного двигуна постійного струму у верстаті запропоновано використання асинхронного двигуна серії 4А225М4У3 потужністю 55 кВт;

Керування приводним двигуном проводиться методом квазівекторного керування, для чого застосовується тиристорний перетворювач серії VLT 5052 німецької фірми “Danfoss”;

Теоретично визначена структурна схема асинхронного двигуна, що складається із двох паралельно ввімкнених аперіодичних ланок. На ПЕОМ розраховані залежності коефіцієнтів передачі та постійних часу асинхронного двигуна у діапазоні частот 20-80 Гц та диапазоні напруг 180-260 В;

Вибрана система автоматичного керування електроприводом із застосуванням зворотного зв'язку за швидкістю, на основі якої був змодельований перехідний процес системи. Проведені дослідження якості перехідного процесу при зміні коефіцієнта зворотного зв'язку за швидкістю, приведені графічні залежності зміни значення часу регулювання та перерегулювання, вибрані значення, що найбільше задовільняють умовам завдання до дипломного проекту. Перерегулювання системи автоматичного керування складає 9,6%, час регулювання - 0,028 с.

Проведена перевірка стійкості системи автоматичного керування за допомогою критеріїв Гурвіца та Найквіста, побудовані логарифмічні амплітудно-частотні та фазо-частотні характеристики, визначені запаси за амплітудою та фазою. Запас за амплітудою фактично необмежений, запас за фазою 380.

Розрахована лінія енергопостачання енергії у цех та вибране відповідне обладнання.

Запропонована сучасна система економії електроенергії керованих асинхронних електроприводів шляхом рекуперації енергії у мережу групового споживання та підвищення значення коефіцієнта потужності cos практично до одиниці.

Сформульовані основні вимоги до обслуговуючого персоналу верстату, описані основні положення із техніки безпеки при експлуатації останнього. Розраховані захисне заземлення та занулення, приведені правила безпечної експлуатації електроелементів верстата.

Проведений розрахунок економічної ефективності модернізації приводу головного руху повздовжньо-стругального верстата. Термін окупності складає дев'ять місяців, економічний ефект від модернізації складає 69986,80 грн/рік.

Таким чином, завдання на дипломний проект виконано повністю.

верстат електропривод двигун економічний ефективність

Література

1. “Металлорежущие станки” Под ред. В.К. Тепинкичиева. Москва. “Машиностроение”. 1973. - 374 с.

2. “ Металлорежущие станки и автоматы ”. Под ред. А.С. Проникова. Москва. “Машиностроение”. 1981. - 321 с.

3. Станки универсальные продольно-строгальные моделей 7А110, 7А112, 7А116, 7А210, 7А212, 7А216. Руководство по эксплуатации. Часть 1.

4. “Справочник нормировщика машиностроения”. Т.2. Москва. “Машиностроение”. 1961.

5. Станки универсальные продольно-строгальные моделей 7А110, 7А112, 7А116, 7А210, 7А212, 7А216. Руководство по эксплуатации. Часть 2. “Электрооборудование станка”.

6. Копылов Р.Б. “Работа на строгальных и долбежных станках”. Москва. “Машиностроение”. 1985. - 211 с.

7. Асинхронные двигатели серии 4А. Справочник. А.Э. Кравчик, М.М. Шлаф. - М: Энергоатомиздат, 1982, - 504 с.

8. Сандлер А.С. “Автоматическое частотное управление асинхронными двигателями”. М.: “Энергия”. 1974.

9. Преобразователи частоты серии VLT 5000. Руководство по эксплуатации. Danfoss Corp. 1995.

10. Сандлер А.С. Регулирование скорости вращения мощных асинхронных двигателей. М.-Л. «Энергия». 1966.

11. Онушко В.В., Галай В.М. Передавальна функція асинхронного двигуна при частотному керуванні. Вісник КДПУ “Проблематика вищої школи. Електромеханічні системи та автоматизація. Енергетика та енергозбереження. Діагностика в електромеханічних та енергетичних системах. Моделювання та методи оптимізації”. Кременчук: 2003 (19), вип. 2, с. 131 - 135.

12. Чиликин М.Г., Сандлер А.С. Общий курс электропривода: Учебник для студентов электромеханических и энергетических вузов. М. Энергоиздат. 1981.

13. Онушко В.В., Галай В.М. Аналіз передавальної функції асинхронного двигуна при частотному керуванні. Вестник НТУ «ХПИ». Серия «Электротехника, электроника и электропривод» - Харьков, 2003. вып. 10, Т.2. с. 364 - 366.

14. Копылов И.П. “Электрические машины”. - М.: Высшая школа: Логос, 2000. - 607 с.

15. Онушко В.В., Галай В.М. Дослідження моделей асинхронних двигунів при частотному керуванні. Вестник НТУ «ХПИ», серия «Электротехника, электроника и электропривод», вып. 43, Харьков, 2004 г. с. 101 - 102.

16. Якимчук Г.С., Крупица П.А., Клименко Д.С. Структурная схема системы управления частотно-регулируемым электроприводом навивающего устройства. Вестник НТУ «ХПИ», серия «Электротехника, электроника и электропривод», вып. 43. Харьков. 2004 г. с. 127 - 130.

17. Галай М.В. Теорія автоматичного керування: Навчальний посібник для технічних вузів. - Полтава.: Видавництва “Полтава”. 1998. - 470 с.

18. Чиликин М.Г., Ключев В.И., Сандлер А.С. Теория автоматизированого электропривода. М. Энергоиздат. 1979.

19. Сандлер А.С. Электропривод и автоматизация металлорежущих станков. Учебное пособие для вузов. М.: Высшая школа. 1972.

20. Ключев В.И., Терехов В.М. Электропривод и автоматизация общепромыщленных механизмов. М.: Энергия. 1980.

21. Зимин Е.Н. Электрооборудование промышленных предприятий и установок. М.: Энергоиздат. 1981.

22. Соколов М.Н. Автоматизированый электропривод общепромышленных установок. М.: Энергия. 1976.

23. Попов В.С., Мансуров М.М., Ніколаєв С.О. “Електротехніка”. Київ. Державне видавництво технічної літератури УРСР. - 1959. - 372 с.

24. Федоров А.А., Каменева В.В. Основы электроснабжения промышленных предприятий: Учебник для вузов. - М.: Энергия. 1979. - 408 с.

25. Мельников Н.А. Электрические сети и системы. Учебное пособие для вузов. М.: Энергия. - 1975.

26. Колб А.А. Энергосберегающая система частотно-регулируемого асинхронного электропривода. Вестник НТУ «ХПИ», серия «Электротехника, электроника и электропривод», вып. 43. Харьков. 2004 г. с. 161 - 164.

27. Колб А.А. Энергосберегающая система группового питания электроприводов с общим преобразователем с двухсторонней проводимостью и емкостным накопителем энергии. // Вестник Кременчугского политехнического университета. - 2003, вып. 1 - с.135 - 139.

28. Воробьев А.А., Колб А.А. Групповое питание электроприводов с общим накопителем энергии как новое направление энергосбережения. // Вестник Харьковского политехнического университета. Проблемы автоматизированного электропривода. - Харьков.: НТУ, 2003, №10. - Т.1. - с. 224-228.

29. Волков А.В. Анализ электромагнитных процессов и совершенствование регулирования активного фильтра. // Электротехника, 2002, №12, - с. 40 - 48.

30. Ковач К.П., Рац И. Переходные процессы в машинах переменного тока: Пер. с нем. - М.-Л.: Госэнергоиздат, 1963. - 744 с.

31. Колб А.А. Повышение энергетической эффективности ЭМС на базе емкостных накопителей энергии. // Гірнича електромеханіка та автоматика: - Наук. техн. зб. - 2002. - Вып. №69. - с. 61 - 70.

32. Онушко В.В. Методичні вказівки по виконанню контрольної роботи для студентів всіх форм навчання на тему “Вибір та розрахунок монтажних розмірів для однополосних шинних ліній електропередач електроустановок напругою 1 - 220 кВ” - Полтава: ПНТУ імені Юрія Кондратюка, 2005 - 23 с.

33. Правила устройств электроустановок / Минэнерго СССР. - М.: Энергоатомиздат, 1986. - 648 с.

34. Липкин Б.Ю. Электроснабжение промышленных предприятий и установок - М.: Высшая школа, 1981. - 376 с.

35. Справочник по проэктированию электроснабжения / Под ред. В.И. Круповича и др. - М.: Энергия, 1980. - 456 с.

36. Пястолов А.А. и др. Монтаж, эксплуатация и ремонт электрооборудования. - М.: Колос, 1981. - 355 с.

37. Справочник по проэктированию электрических сетей и электрооборудования / Под ред. Ю.Г. Барыбина и др. - М.: Энергоатомиздат, 1991. - 464 с.

38. Справочник по электроснабжению промышленных предприятий: Проэктирование и расчет / Под ред. А.С. Овчаренко и др. - Київ.: Техніка, 1985. - 279 с.

39. Ануре Анго. Математика для электро- и радиоинженеров. - М.: Наука, 1965. - 778 с.

40. Электробезопасность в строительстве / В.Н. Бергельсон, Л.И. Бржезицкий. - К.: Будівельник, 1987. - 208 с.

41. Инженерные решения по охране труда в строительстве / Г.Г. Орлов, В.И. Булыгин, Д.В. Виноградов и др.: Под ред. Г.Г. Орлова. - М.: Стройиздат, 1985. - 278 с.

Додатки

Додаток 1

У таблиці Д.1 наведені розрахункові дані для побудови тривимірних залежностей коефіцієнта Кu від керуючих частоти f1 та напруги U у диапазонах, вказаних у завданні до дипломного проекту.

Таблиця Д.1.

У таблиці Д.2 наведені розрахункові дані для побудови тривимірних залежностей коефіцієнта Кof від керуючих частоти f1 та напруги U у диапазонах, вказаних у завданні до дипломного проекту.

Таблиця Д.2.

У таблиці Д.3 наведені розрахункові дані для побудови тривимірних залежностей сталої часу Тu від керуючих частоти f1 та напруги U у диапазонах, вказаних у завданні до дипломного проекту.

Таблиця Д.3.

У таблиці Д.4 наведені розрахункові дані для побудови тривимірних залежностей сталої часу Тof від керуючих частоти f1 та напруги U у диапазонах, вказаних у завданні до дипломного проекту.

Таблиця Д.4.

Додаток 2

У таблиці Д5 наведені розрахункові дані для побудови графічних залежностей значення перерегулювання та часу регулювання в залежності від коефіцієнта зворотного зв'язку за швидкістю К при наступних сполученнях коефіцієнтів системи автоматичного керування KU2 та Kf2: KU2 = 1,5; Kf2 = 1.

Таблиця Д5

У таблиці Д6 наведені розрахункові дані для побудови графічних залежностей значення перерегулювання та часу регулювання в залежності від коефіцієнта зворотного зв'язку за швидкістю К при наступних сполученнях коефіцієнтів системи автоматичного керування KU2 та Kf2: KU2 = 1,5; Kf2 = 2,5.

Таблиця Д6

У таблиці Д7 наведені розрахункові дані для побудови графічних залежностей значення перерегулювання та часу регулювання в залежності від коефіцієнта зворотного зв'язку за швидкістю К при наступних сполученнях коефіцієнтів системи автоматичного керування KU2 та Kf2: KU2 = 1,5; Kf2 = 4.

Таблиця Д7

У таблиці Д8 наведені розрахункові дані для побудови графічних залежностей значення перерегулювання та часу регулювання в залежності від коефіцієнта зворотного зв'язку за швидкістю К при наступних сполученнях коефіцієнтів системи автоматичного керування KU2 та Kf2: KU2 = 1,5; Kf2 = 6,8.

Таблиця Д8

У таблиці Д9 наведені розрахункові дані для побудови графічних залежностей значення перерегулювання та часу регулювання в залежності від коефіцієнта зворотного зв'язку за швидкістю К при наступних сполученнях коефіцієнтів системи автоматичного керування Kf2 та KU2: Kf2 = 6,8; KU2 = 0,1.

Таблиця Д9

У таблиці Д10 наведені розрахункові дані для побудови графічних залежностей значення перерегулювання та часу регулювання в залежності від коефіцієнта зворотного зв'язку за швидкістю К при наступних сполученнях коефіцієнтів системи автоматичного керування Kf2 та KU2: Kf2 = 6,8; KU2 = 100.

Таблиця Д10

У таблиці Д11 наведені розрахункові дані для побудови графічних залежностей значення перерегулювання та часу регулювання в залежності від коефіцієнта зворотного зв'язку за швидкістю К при наступних сполученнях коефіцієнтів системи автоматичного керування Kf2 та KU2: Kf2 = 6,8; KU2 = 500.

Таблиця Д11

У таблиці Д12 наведені розрахункові дані для побудови графічних залежностей значення перерегулювання та часу регулювання в залежності від коефіцієнта зворотного зв'язку за швидкістю К при наступних сполученнях коефіцієнтів системи автоматичного керування Kf2 та KU2: Kf2 = 6,8; KU2 = 1000.

Таблиця Д12