Главная Промышленная автоматика.

=----=55 е.

1 3 1.73

Эффективное значение гока вторичной обмотки

/2Л.

где /zji = ft.a/d-теоретическое значение линейного тока вторичной обмотки;

fti2 - коэффициент схемы (для трехфазной ностовон схемы ft. = =0*815):

ki -коэффициент непрямоугольности тока, учитывающий отклонение формы тока от прямоугольной (значение коэффициента ki, по эксперимента.тьным данным, иринимается 1,05-1,11

Таким образом, ток вторичной обмотки

/2л= 1,1-0.815-36= 32.3 а. Эффективное значение тока первичной обиотки

Коэффициент трансфорчацин

*г =

£/аф 65

Ток первичной обмоткн, такнм образом.

32,3

/i=-

8.1 с.

Мощность трансформатора

где ST=ftp/<if/<!-10- -теоретическое значение мощности трансформатора. Для идеального выпрямителя в трехфазной мостовой с\еме коэффициент \емы ftp - 1.05.

Таким образом, мощность трансформатора Рт= 1,1-1,05-1 1 -1,05.46-1ЮХ

Х10-=5,8 лва; t/„ = 5-0%

Выбран трансформатор типа ТТ6 Типовая мощность трансформатора кв1. Схема соединения трансформатора «звезда - - з» иг»

/ Выбор тиристоров

Среднее значение гока вентиля

/в = 1в/в = 0,333-36=12 о.

где ft,-B - коэффициент схемы (для трехфазной мостовой схемы, согласно табл. 1,9, ftiB =0.333). Максимальная величина обратного напряжения

f/. «ebc=ft.cftcftfif<i = 1,045- l.I - 1.0Г.-110= 133 в,

где fe,D - коэфф1Щиент, определяемый по табл. 1.9; в нантем случае ftpci= 1,045.

При коротком замыкании на стороне постоянного тока величина тока, проходящего через тиристор. *,

100 100

/„=-1и= -36= 720 о.

Считая, что кратковременный доп\стпмын гок, протекающий через тирн-nup, не должен прсвыноть 15-кратиого значения номинального тока, найдем

1« 720

/в н> - =-=48 о

15 15

В приводе могут быть установленыМфнсторы типа УПВКЛ50-25 на 50 а клнсса 2.5. При п\ске электропривода ток главной цепн может достигать значения /ма«г(2-2.5)/,, = (2-2,5)12 = 24-30 а. В точ режиме тпрнсюры Пулут отводить тепло, выделяемое прн протекании тока чер1.-ч тиристор, до 30 а при естественном охлаждении. Следовательно, в рассматриваемом сл\чае тиристоры будут работать хдовлетворнтетьно с радиаторами прн естественном пхлаждеиин.

.?. Определение параметров якорной цепи Расчетное сопротивление пкорион цепи

?o=l,2(гл--rд.„--?I--?«--?щ) = 1,2(0,118+0.147+0,14-1-0,056) =г0,485 ом,

де Ят - активное сопротнвлеиие анодного траисформа юра, приведенное к цепи выпрямленного тока: . ,дслы

Линейное значение напряжения вторичной обмотки для нереверсивною преобразователя t/:;i =Я2Йсйя. где гиС-теоретическое значение напряжения вторичной обмоткн трансформатора; few - коэффициент схемы для идеального выпрямнтеая (для трехфазной мостовой схемы выпрямления fe„0,74); fee ~ коэффициент .чапаса по напряжению, учитывающий возможное снижение напряжения в сети (значенне коэффициента kc обычно принимается ргшным 1,1, что обеспечивает норма1ьн>ю работу привода прп снижении Напряжения сети до 0,9f/n и дает допустимое (5%) снижение номинальной величины выпрямленного напряжения прн снижении иапряже1П1я сети до 0,85£/п); - коэффициент запаса, учитывающий падение напряжсинн в вентилях, обмотках трансформатора н в результате перекрытия анодных токов. Для точного опрсдетеиия коэффициента кц требуется знание параме1рпв силового трансформатора н вентилей. Поскольку иеличииа этого коэффициента обычно мала, ошибка в его опредетении иес\щественна. и вполне допустимо без расчета прицять Лв=,05.

Линейное напряжение вторичной обмоткн

/ат = 0,74-110 1.1-1.05= 95 е. Фазовое напряжение вторичной обмотки



0,05-95

=ai47 ол;

/-л 32.3

/?п - сопротивление, обусловленное перекрытием анодшлт токов;

2л 2л /-л 2-3.14

Rk - сопротивление щеточного контакта;

0.05.95

32,3

- =0.14 о.ч:

Rn = -

. - =0,056 ок.

Расчетное сопротполенне якорной цепи в зоне прерывистых токов тхт

=0.485-0.14 = 0,345 ом

Расчетная индуктивность якорно1 цепи

tr = tn+/.T=0,0023+0,000468 -0.00277 гн, где Z.T - нндлктнвность трансформатора:

t,= -- = -

0,147

Г- =0.000468 гн;

2-3,14-50

Хт - индуктовное conpOTHDieiHie анодного трансформатора:

0.05.95

=0,147 ол.

/з, 32,3

Випрям.1енное напряжение при идеальном холостом ходе

£/л»=с,.п,-)-/ыйо=0,035-3000-Н36-0.485= 122.5 в; и, -/,(л„-Н/-д„)1.2 110-36 0,118-1.2

300(1

0.035

Номинальное сопротцвлеии

td. 122.5 Относите фное сопротнв .ние г юн цени

Пульсации тока прн этом

0,24-122,Г

- •- - =0,06.

36-1884-0,00727

Выбираем реактор, имеющий индуктивность 5 мгн. и ток до 30 а. При этом гра1гица прерывистости не будет выходить за йределы тока * лосоГ! хода.

11 Зак. 1231

а, If? 2б,о

Произведем выбор катодного дросселя по условиям ограничения пульса-ци» выпрямленного тока [26]. Действующее значение пульсаций первой гармоники тока

где (Od - частота первой гармоники;

Lk - индуктивность катодного дросселя; Ce=e/fci(i -отношение действующего значения первой гармоники э. д, с. Ее при гп-фазном выпрямлении к выпрямленному напряжению при идеальном холостом .ходе. Для трехфазной мостовой схемы при /д=/лп и Uk=5% можно принять е<-0.24 [26].

Ограничим пульсации тока двигателя значением U2%. Тогда

O)o=2nfm=2-3,14-50-6=1884 сек;

fief/rfo 0.24-122.5

U=U+Lv=-= -- =0.0217 гн,

" /не 36-1884 0,02

/,,, = 0,0217- 0.00277 =0.0189 гн.

Постоянная временп главной цепи у

- • ъ

и „ 0.0217

7-=-=-= 0.0447.

0.485

По графику рис. 25, а длл 1/Т= 1/0,0447 =22.4 (кривая 8) определяем относите 1ьный максимальный граничный ток /гр мвкс =0,005. При эгом /гр Ma«c=;rp.M=.«i:/dK=0.005-253=Ja. где /i,c = f/do ?o= 122,5/0,485 = 253 й.

Если принять, что ток холостого хода /do составляет 10% номинального тска, то /do=0,1-36=3,6 а. Из приведенного расчета видно, что прн опреде-ленкон нами индуктивности дросселя ip = 0,OI89 гн граничный максимальный ток значительно меньше тока холостого хода (1.27 а.<3,6 а), а ппстояннап временп главной цепи имеет большую величину.

Примем, что /грмакс=/о. Тогда /гр ыанс =3,6/253 = 0,0142. По графику . 2.5. G находим \/Т=ЬЪ, или 7 = 0,015 сек. При этом tc = 7/;o=0,Ol5X С0.48.о=0,00727 гн

11нд\ ктивпость катодного дросселя

=0,00727-0.00277 = 0,0045 гн



При выбранном реакторе электромагнитная постоянная времени павно>

Lo 0.005+0.1 "Ж" 0.485

.077

-=0,016 сек.


Рис. 2.7. Зависимости угла регулирования а от выходного напряжения С/в-с н коэффициента усиления преобразователя Рп от выпрямленного напряжения £d.

Электромеханическая постоянная времени привода

, ОРгН. 0.95.0.4К

375ггСм 375-0,035-0.034

Маховой момент системы, приведенный к валу двигателя,

CDc.cT = I.2CZ)==I.2-0.I63 = 0,l95 кг-м. Коэффициент пропорцнональностн

= =0.034.

1.03

Коэффициент усиления преобразователя взмсияется с измеиеинем Ej. На рнс. 2.7 приведена кривая £л=((а) для трехфазной мостовой схемы и примерная кривая изменения угла регулирования с в функции входного напряжения на блоке управ.ченни (/.i. Зависимость Uex=f\a) построена по регулировочной характеристике блока управлення, приведенной иа рнс. 1.34, G. Дннамическин коэффициент уситения преобразователя (см. рнс. 2.7) вычислен по формуле

At/.:

Скорости, определяемой нижним пределом диапазона регулирования, соответствует

3000

£d=c,n„--/,R,=0.03S-j-b36-a485=17,93 е.

Этому напряжению соответствует!, =36 Примем Y=0,4, тогда коэффициент \с11лен1я

=2540.

634 0.4

Коэффициент усиления промежуточного уснлитетя 2540

=70,5.

t S

§ 2.5. Импульсные системы с вентильными преобраэвватепями

Принципиальные схемы электропривода. В приводах с импульсным управлением в качестве вентилей применяются транзисторы либо тиристоры, работающие в режиме переключения. Транзисторы используются в электроприводах мощностью до 1 кет, а тиристоры - для более мощных электроприводов (до 100 кет и выше). Схема импульсного управления может быть построена как реверсивная либо как нереверсивная

Коэффициент усиления отрниательиой обратной связи по скорости, согласно выражению (2.10),

С у 200-0.1430-0,05)

о.05(.-0..43, -

Коэффициент усиления промежуточного (суммирующего) усилителя





0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 [26] 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55

0.0034