Особенности моделирования дуговой сталеплавильной печи как электротехнического комплекса

ЭНЕРГЕТИКА И ТЕПЛОЭНЕРГЕТИКА МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОЙ ОТРАСЛИ

УДК 621.365.2:669.187.2

Корнилов Г.П., Николаев А.А., Храмшин Т.Р., Вахитов Т.Ю., Якимов И.А.

ОСОБЕННОСТИ МОДЕЛИРОВАНИЯ ДУГОВОЙ СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЙ ПЕЧИ КАК ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКОГО КОМПЛЕКСА*

Аннотация. В статье рассмотрены особенности и результаты моделирования сверхмощных дуговых сталеплавильных печей, широко применяемых в настоящее время ведущими металлургическими предприятиями. Результаты моделирования могут быть использованы при оптимизации электрических режимов подобных комплексов как на стадии проектирования, так и на стадии эксплуатации.

Ключевые слова: дуговая сталеплавильная печь, модель электрической дуги, оптимальный электрический режим, компенсатор реактивной мощности.

Kornilov G.P., Nikolaev A.A., Hramshin T.R., Vahitov T.Ju., Jakimov I.A.

FEATURE OF THE SIMULATION THE ELECTRIC ARC FURNACE AS ELECTRO TECHNICAL COMPLEX

Abstract. The article describes the features and results of simulation of super electric arc furnaces are widely used at the present time the leading steel enterprises. The simulation results can be used to optimize the electric conditions of such complexes as the design stage and at the stage of operation.

Keywords: electric arc furnace, a model of electric arcs, the optimal electric mode, the reactive power compensator.

Дуговые сталеплавильные печи (ДСП) являются неотъемлемым элементом технологической цепи металлургического, машиностроительного производств. Установленная мощность печных трансформаторов изменяется от единицы до сотен мегаватт. В системе электроснабжения предприятия ДСП является специфическим нелинейным приёмником с несимметричным и резкопеременным характером изменения нагрузки. При проектировании и эксплуатации таких комплексов наиболее актуальными являются две проблемы:

- обеспечение условий максимального и наиболее эффективного использования электрической энергии во всех технологических режимах ДСП;

- обеспечение требований электромагнитной совместимости ДСП с питающей системой электроснабжения.

С учётом поставленных задач наиболее продуктивным и доступным инструментом исследования является метод имитационного моделирования, который позволяет адекватно отразить сложные электро-технологические процессы и существенно расширить диапазоны исследований изучаемого объекта, включая и аварийные режимы.

Работа выполнена в рамках гранта Президента РФ МК-4182.213.8.

При моделировании использован системный подход, учитывающий все особенности ДСП и предполагающий, во-первых, изучение объекта как единого целого по отношению к внешней энергосистеме, а во-вторых, представление ДСП как сложного электротехнического комплекса, состоящего из отдельных локальных подсистем (элементов) с перекрёстными связями. В дальнейшем в качестве основных элементов выделены следующие:

- система внешнего электроснабжения с печным трансформатором и реактором;

- система управления электрическим режимом с гидроприводом перемещения электродов;

- система стабилизации и симметрирования напряжения, реализованная в виде статического тиристорного компенсатора (СТК) в составе фильтров и тиристорно-реакторной группы (ТРГ) с системой управления.

Блок-схема модели комплекса ДСП-СТК приведена на рис. 1. Буквенные обозначения электрических величин являются общепринятыми и отражены в тексте.

При моделировании ДСП наибольшие трудности вызывает представление собственно самой электрической дуги, поскольку модель должна, с одной стороны, достаточно точно и адекватно отражать реальные физические процессы, а с другой - быть легко реализуемой и гибкой при проведении исследований.

°(<) 5,0.220 Х3/Ц;

%с22о(0 Пит. сеть

^^-------------- 7'дспа (О

Система внешнего электороснабжения

к

7Ф.сум.А (0 *Ф.сумВ (А

^ 7ДСПВ(0

Щ Ав(0

^ГВС (0

Резонансные фильтры 2 , 3 и 4 гармоник

Щ ав(*

7ТРГА (О

""Т иристорно-реакторная группа

Управляющие импульсы ~

7 ДСПА (О—

7'дспв (О—Н 7Ф.сум.А (О'

7Ф.сумВ (О"

ссп а12 «21 Оц °31

Система управления СТК Озад |

%вс(0

Щ Ав(0

%вс(0

Щ Ав(0

%вс (О

СТК

Задание на суммарную реактивную мощность комплекса ДСП - СТК

ДСП

Печной трансформатор со встроенным реактором

3 (О

Ы2 АВ (О

= (0

т

Вкл .тр- ра

Электрический контур ДСП

Г (О

Сі)

Система управления электрическим режимом ДСП

^проф

- фА зад.

- фВ зад.

- фС зад.

Режим рег.

1цЛ,Б

:(0

САР

перемещения

электродов

С)

Гидроприводы

перемещения

электродов

Номер стадии плавки

(10) Система сформирования возмущающего воздействия

А/

Профиль плавки Стадия плавки

Рис. 1. Блок-схема математической модели комплекса «ДСП-СТК»

В настоящее время используют три ОСНОВНЫХ способа описания электрической дуги:

1. Представление дуги переменным активным сопротивлением.

Электрический контур ДСП на однофазной схеме замещения состоит из трёх элементов (рис. 2, а). Это дуговой промежуток в виде переменного активного сопротивления Яд, суммарного активного Я и индуктивного сопротивлений, приведённых к вторичной

стороне печного трансформатора. Они учитывают сопротивления печного трансформатора с реактором, короткую сеть с электродом и расплавом. В соответствии с векторной диаграммой (рис. 2, б) напряжение на дуге определяют по формуле

и предполагает наличие синусоидального тока. Это допущение вносит наибольшую погрешность в расчёт электрических характеристик, особенно для начальных стадий плавки с длинными дугами, где содержание высших гармоник имеет максимальное значение.

и

Д

-V

и

2 ф

(I

д

Аналитические выражения активной, реактивной и полной мощностей (Р, Р, 8), активных потерь, электрического КПД и коэффициента мощности имеют вид:

Рд = 3 • ид • 1д; АР = 3 • 1д2 • ; —>— \ > -К ——

1Д

2ф 1Д’

Р Рп

+і

б = УІ52 - Р2; С08^ = —; цэл = —.

На основании этих формул рассчитывается электрическая характеристика Рд =(1д).

Приведенная упрощённая методика расчёта с постоянными значениями активного и реактивного со -противлений не учитывает нелинейных свойств дуги

Рис. 2. Упрощённая схема замещения ДСП

По истечении почти 30 лет после выхода самого цитируемого учебника [1], заложившего основы инженерного проектирования ДСП, в том числе электрических режимов, один из его авторов признает, что

2

«... обычно используемые при анализе и синтезе режимов электрические характеристики, полученные без учёта нелинейности токоподвода, не позволяют адекватно отразить электрические режимы электрических печей» [2, с. 57]. В современных исследованиях и моделях электрическая дуга представляется нелинейным элементом.

2. Представление дуги нелинейным дифференциальным уравнением Касси позволяет учесть её нелинейные свойства [3]

динамическои вольтампернои характеристике и её площади, которая характеризует реактивную мощность дуги. В начале расплавления шихты величина постоянной времени находится в пределах 0,2-0,5 мс, по мере возникновения жидкой фазы её значение увеличивается до 1-1,5 мс, а при работе дуг на жидкий расплав под слоем шлака величина вд возрастает до 3-5 мс.

На рис. 4 приведена серия вольтамперных характеристик однофазной дуги для различных значений тепловой постоянной времени.

dg

Uд

2 -1

E

\

g (t),

где g(t) - мгновенная проводимость дуги; Ед - проти-воЭДС дуги; Пд(і) - мгновенное напряжение на дуге; вд - постоянная времени, характеризующая тепловую инерционность дуги.

Структурная схема модели дуги, составленная на основе исходных уравнений (2)-(4), приведена на рис. 3,а. Здесь же (рис. 3, б) показана осциллограмма мгновенных значений тока и напряжения на дуге.

и, В

600 -

400

200

-200

-400

-600 -

UД ~ U2ф

di

д

dt

i д ~ u д'

g д.

-800

01 = 0,3 мс 92 = 1.3 мс ^ 3 V , ' 5 мс

/

і... У / ^ Я'

W* ✓

\уЩ

& s- у у ^ • 1/1

т + / 1 J

-120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60

80

і, кА

Рис. 4. Вольтамперные характеристики однофазной дуги при различных значениях постоянной времени

В предельном случае вд=0 напряжение дуги имеет прямоугольную форму

Рис

б

3. Структурная схема одной фазы ДСП на основе уравнения Касси

Благодаря использованию тепловой постоянной времени учитываются условия горения дуги на различных технологических стадиях плавки. Изменение постоянной времени вд существенно отражается на

uд(t) = Eд • sign[i(t)].

3. Представление напряжения дуги во время горения постоянным значением ЕД = c0nst было

предложено С. И. Тельным [4].

Электрическая схема замещения для этого случая приведена на рис. Б, а. Этот способ, будучи достаточно простым в реализации, позволяет учесть «вентильный» эффект дуги, а также несимметрию токов по фазам. «Вентильный» эффект возникает из-за неодинаковых условий горения дуги, особенно в начальной стадии плавки между разогретым электродом и холодной шихтой, что является причиной появления чётных гармоник тока.

На рис. б представлены зависимости мощности дуг (а) и отношение эксплуатационного реактивного сопротивления к сопротивлению короткого замыкания от тока дуги (б). Цифры на рисунке соответствуют: 1 - упрощённое представление дуги переменным активным сопротивлением (схема замещения

на рис. 2, а); 2 - представление дуги в виде противо-ЭДС для одной фазы (рис. 5, а); 3 - то же, но для трёхфазной схемы замещения; 4 - представление дуги уравнением Касси для одной фазы (см. рис. 3, а); 5 -то же для трёхфазной схемы замещения.

К

2ф

е Ц:

'«

©

¥Оі\Т У02І\

+<Р -<І)

500

-500

-1000"

133.3 М ,,(/.

X М

66,7/ / ^ /

/ і (ґ V /

-66,7 \

/

-133,3

0,010

в

0,020 І, С

на первой гармонике (2а и мощности искажения Т.

^2 - р2

=

б(1)2 +т

12

Характер изменения эксплуатационного реактивного сопротивления отражаемый кривыми 2-4 хорошо согласуется с представлением дуги как нелинейного элемента [5]. При коротком замыкании цепь работает в синусоидальном режиме, поэтому Хэ = .

Зависимости Хэ/Х^ = /(I*) нередко используются

в практических расчётах при упрощённом представлении дуги переменным активным сопротивлением. В случае применения нелинейного дифференциального уравнения Касси коррекция Хэ в зависимости от тока оказывается необязательной, поскольку эффект изменения этого сопротивления от тока (длины дуги) учитывается автоматически. При этом необходимо изменять тепловую постоянную времени вд на различных стадиях плавки [5].

РД, р.е:

0,45 0,40 0,35 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

а

Рис. 5. Схема замещения дуги по способу С.И. Тельного (а) и осциллограммы для случаев непрерывного (б) и прерывистого (в) токов

Расчёты показывают, что при одном и том же токе значения мощности отличаются на 15-20% для двух случаев представления дуг, наиболее распространенных на практике: 1 - упрощенное представление переменным активным сопротивлением; 5 - трёхфазная модель дуги на основе уравнения Касси.

Эксплуатационное реактивное сопротивление Хэ на рис. 6, а выражено в относительных единицах относительно Х^ - суммарного сопротивления в режиме КЗ и рассчитывается по полной реактивной мощности, которая складывается из реактивной мощности

ч V '1 V

І < 1 V V \\ \\ \ "3 4

Ч \ /— \ V \ N >л>4

1 н і т ш ні и к її її її її ні Жшк

I * , О.Є

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9

б

Рис. 6. Зависимости относительной мощности дуги (а) и эксплуатационного реактивного сопротивления (б) от тока

0

0

Приведенные результаты свидетельствуют о том, что от выбора модели зависят точность расчёта, так же как и сложность её реализации, и этот выбор определяется поставленной целью и задачами исследования. Так, например, для предварительной оценки теплового баланса ДСП возможно использование упрощённой модели без учёта несинусоидальности тока. Для анализа электрических факторов, влияющих на производительность ДСП и устойчивость её работы на различных стадиях плавки с учётом питающей сети, системы регулирования перемещения электродов и пр., необходимо более детальное описание электрических дуг. С учётом этого в дальнейших исследованиях используется уравнение Касси в трёхфазном исполнении.

Математическая модель, реализованная на основе уравнения Касси, позволяет судить о том, насколько рационально выбран электрический режим на различных стадиях плавки. Для этого на семейство рабочих точек, зафиксированных экспериментально и представляющих собой некую область рассеивания, накладывается расчётная зависимость Рд(1д). Постоянная времени подбирается методом итераций из условия, чтобы дисперсия отклонений экспериментальных значений мощности от расчётной мощности Рд была минимальной. Как правило, для этого бывает достаточно двух - трёх итераций.

Ниже, в качестве примера, приведена расчётная электрическая характеристика сверхмощной ДСП-250 для последней стадии плавки (рис. 7, а) с нанесёнными рабочими точками, полученными в ходе эксперимента.

Здесь надо отметить, что система управления электрическим режимом формирует в течение плавки несколько стадий и каждая из них имеет свой профиль - это набор основных задаваемых электрических параметров: коэффициента трансформации печного трансформатора (А^гр), ступени реактора (Ар) и номера рабочей кривой (Ырк).

Перечисленные параметры, в конечном счете, определяют 2 ф, жд - задания по фазам полных сопротивлений (по существу токов дуг) вторичного контура ДСП.

Наложение фактических рабочих точек на расчёт-

ную электрическую характеристику, полученную на модели, показывает, что на заключительной стадии ДСП-250 работает с короткими дугами в области максимальных значений КИН - коэффициента интенсивности нагрева [6]. Такой режим работы с короткими дугами, погруженными в расплав, обеспечивал наибольшее усвоение тепла, был технически оправданным и широко применялся до освоения технологии наведения вспененного шлака. В современных условиях вспененный шлак закрывает длинные дуги, позволяет работать с повышенным напряжением на электродах и соответственно с меньшими токами. Сравнение электрических режимов двух сверхмощных ДСП с нанесенными рабочими точками для одной и той же стадии плавки свидетельствует о том, что режим работы ДСП-180 (см. рис. 7, а) является более предпочтительным с точки зрения затрат электроэнергии - рабочие точки здесь находятся слева от максимума мощности и имеет место режим работы на длинных дугах под слоем шлака с меньшими значениями тока [7].

Работа на длинных дугах сопровождается также снижением реактивной мощности, потребляемой из сети, а значит, уменьшением суммарных активных потерь и общего электропотребления.

Математическое моделирование имеет большие перспективы при исследовании электромагнитной совместимости, особенно сверхмощных ДСП и обоснованном выборе элементов компенсатора реактивной мощности.

Тема эта, безусловно, актуальная, заслуживает отдельного рассмотрения, поскольку рекомендации по этому вопросу в специальной литературе весьма расплывчаты. Так, в известной монографии [8] находим: «мощность СТК выбирается как наибольшее значение из двух: мощности, необходимой для компенсации фликера, и мощности, обеспечивающей требуемое значение коэффициента мощности» [с. 204] и далее... с учётом «несимметрии, обусловленной работой ДСП, мощность ТРГ должна быть увеличена дополнительно на 15-20%» [с. 206].

а б

Рис. 7. Сравнение электрических характеристик двух сверхмощных печей: а - ДСП-250; б - ДСП-180

По результатам исследований действующих комплексов ДСП-СТК различной мощности разработана уточнённая методика расчёта установленной мощности СТК с учётом несимметричных режимов [9].

С помощью математической модели доказано, что мощность СТК, необходимая для устранения несимметрии питающего напряжения во всех режимах ДСП, является достаточной для выполнения вышеперечисленных условий - обеспечения допустимой дозы фликера и нормированного коэффициента мощности.

Предложенная методика может быть использована для действующей и проектируемой ДСП. В первом случае по мгновенным значениям первичных токов дуг, полученных экспериментально, рассчитываются токи прямой (1дсп(\)) и обратной последовательности (1дсп(2)) и строится область их распределения в эти же осях (рис. 8). Рабочие точки находятся внутри квазитреугольника АВС, вершины которого соответствуют предельным режимам работы ДСП. Это обрыв дуг в трёх фазах - точка А, двухфазное и трёхфазное КЗ -точки В и С. На сторонах этого треугольника отмечены диапазоны изменения коэффициента несимметрии токов по обратной последовательности К21. Затем на этом же графике проводятся расчётные кривые устойчивой работы СТК (М1Ч, М'№) с сохранением функции симметрирования и компенсации заданного уровня реактивной МОЩНОСТИ Q£зaд. Эти кривые строятся по результатам моделирования. Если распределение рабочих точек ДСП не выходит за границу устойчивой СТК, то значения установленной мощности ТРГ и фильтров можно считать приемлемыми.

Для проектируемой ДСП случайные изменения токов задают формирующие фильтры, передаточные

функции которых синтезированы на основе статистической обработки экспериментальных данных для различных стадий плавки (звено 10 на рис. 1). Выходной сигнал формирующего фильтра имеет спектральную плотность, аналогичную реальному объекту.

Так, для ДСП-180, действующей в ОАО «ММК», результаты моделирования и эксперименты подтвердили, что установленная мощность СТК (180 Мвар) примерно на 30% завышена по отношению к расчётной. Из двух возможных вариантов - генерирование реактивной мощности в питающую сеть или отключение части фильтров выбрали второе. В результате фильтр четвертой гармоники мощностью 68 Мвар был выведен из работы, что практически не отразилось на показателях электромагнитной совместимости в точке общего подключения на шинах 220 кВ.

Выводы

1. Разработанная имитационная модель является перспективным и эффективным инструментом для оптимизации электрических режимов ДСП и исследования её электромагнитной совместимости, как мощного электротехнического комплекса, с питающей сетью.

2. Представление дуги нелинейным дифференциальным уравнением Касси с тепловой постоянной времени, изменяющейся по ходу плавки, наиболее адекватно отражает электрические характеристики ДСП и позволяет критически оценивать работу системы управления электрическим режимом на различных стадиях плавки.

3. С помощью модели комплекса «ДСП-СТК» успешно осуществляется проверка и выбор мощности элементов компенсирующего устройства.

0.6

0.5 —

ІДСП(2), о.е.

0.3 -

0.2 -

0.1 —

в Режим У обрыве двухфазно г дуги В тре! э КЗ при ьей фазе

Обрыв дуги в одной и |)аз и изменение напр. 3 Дуг г/ \ ч % Режим дв_ухфазног о КЗ при

в двух других фазах М \/ ч ч ч ч Ч^з ч ° ч ч ч ч ч ч изме! к / N / *ч / 1ении напр. третьей фа Дуги в ЇЄ

М’ Ґ" У \ у V Рабочая о шасть токов ДСП-180 2 ч ч ч ч ч ч ч ч ч ч

Обрыв Дуг в трёх фазах

•Л;* '

' Л і '

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5 N 0.6 N 0.7 0.8

Режим \ трёхфазного КЗ \

0.9

Ч с і

1.1

ІДСЩ1), О.Є.

1

0

0

Рис. 8. Проверка устойчивой работы СТК при различных заданиях на реактивную мощность:

1 - 0гзад=0 Мвар; 2 - 0г3ад=-30 Мвар

Список литературы

1. Электрические промышленные печи. Дуговые печи и установки специального нагрева / Свенчанский А.Д., Жердев И.Т., Кручинин А.М., Миронов Ю.М. и др.; под ред. Свенчанского А.Д.. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Энергоиздат, 1981. 296 с.

2. Миронов Ю.М. Закономерности электрических режимов дуговых сталеплавильных электропечей // Электричество. 2006. №6. С. 56-62.

3. Моделирование электротехнических комплексов металлургических предприятий: учеб. пособие / Корнилов Г.П., Николаев А.А., Храмшин Т.Р., Мурзиков А.А. Магнитогорск: Изд-во Магнитогорск. гос. техн. унта им. Г.И. Носова, 2012. 235 с.

4. Тельный С.И. К теории трёхфазной дуговой печи с непроводящей подиной // Электричество. 1954. №12. С. 38-42.

5. Эксплуатационное реактивное сопротивление дуговой сталеплавильной печи / Пирогов Н.А., Хаинсон А.В., Робинович В.Л., Дрогин В.И. // Актуальные проблемы создания дуговых и рудно-термических печей. М.: Энергоиздат, 1984.

6. Кручинин А.М. К вопросу проектирования электрического режима дуговой сталеплавильной печи на основе теплообменной модели дуги // Электрометаллургия. 2010. №7. С. 2-8.

7. Тулуевский Ю.Н., Зинуров И.Ю. Инновации для дуговых сталеплавильных печей. Научные основы выбора: монография: Новосибирск: Изд-воНГТУ, 2010. 347 с.

8. Кочкин В.И., Нечаев О.П. Применение статических компенсаторов реактивной мощности в электрических сетях энергосистем и предприятий. М.: Изд-во НЦ ЭНАС, 2002. 248 с.

9. Николаев А.А. Повышение эффективности работы статического тиристорного компенсатора сверхмощной дуговой сталеплавильной

печи: дис. ... канд. техн. наук: спец. 05.09.03. Магнитогорск, 2009.

References

1. Electric industrial furnaces. Arc furnaces and special heating / Svenchan-sky A.D., Zherdev I.T., Kruchinin A.M., Mironov Y.M. and others, ed. Svenchanskogo AD. 2nd ed., Rev. and add. // Energoizdat. 1981. 296 p.

2. Mironov Y.M. Patterns of electric arc steel furnaces modes // Electricity, 2006, № 6. pp. 56-62

3. Kornilov G.P., Nikolaev A.A., Hramshin T.R., Murzikov A.A. Modeling complex electrical steel plants: studies. allowance. Magnitogorsk: Publ. Magnitogorsk State Technical University after G.I Nosov, 2012. 235 p.

4. Tel'nyj S.I. The theory of the three-phase arc furnace with a non-conductive hearth / / Electricity. 1954. №12. pp. 38-42.

5. Operational reactance EAF / Pirogov N.A., Hainson A.V., Robinovich V.L., Drogin V.I. In Sat: Topical problems of creating arcs and ore-heat treatment furnaces. Energoizdat, 1984.

6. Kruchinin A.M. On the design of the electric arc furnace mode based heat transfer model of the arc // Electrometallurgy. 2010. №7. pp. 2-8.

7. Tuluevsky J.N., Zinur I.Y. Innovations for electric arc furnaces. Scientific bases of choice: monograph: Novosibirsk. Publishing house of the NSTU. 2010. 347 p.

8. Kochkin V.I., Nechaev O.P. The use of static reactive power compensators in electric power systems and enterprise networks. Moscow. Publ. NC ENAS. 2002. 248 p.

9. Nikolaev A.A. Improving the efficiency of static thyristor compensators

superpowerful electric arc furnace: Diss..... Candidate. tech. sciences on

spec. 05.09.03. Magnitogorsk, 2009.

УДК 621.313.292.001.2 Вигриянов П.Г.

ОЦЕНКА ПУЛЬСАЦИИ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОГО МОМЕНТА УПРАВЛЯЕМЫХ ДЕВЯТИФАЗНЫХ ВЕНТИЛЬНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ПРИ ОТКАЗАХ ТИПА «КОРОТКОЕ ЗАМЫКАНИЕ»

Аннотация. В статье изложены результаты расчета пульсаций токовой составляющей электромагнитного момента управляемого девятифазного вентильного двигателя с разомкнутой обмоткой якоря, питающейся от двух источников, для заданного диапазона частот вращения при изменении угла управления коммутацией в пределах одного межкоммутационно-го интервала для отказов «короткое замыкание силового ключа полупроводникового коммутатора» и «короткое замыкание фазы электромеханического преобразователя».

Ключевые слова: девятифазный вентильный двигатель, электромагнитный момент; пульсации момента; отказ элемент; короткое замыкание ключа полупроводникового коммутатора; короткое замыкание фазы электромеханического преобразователя.

Vigriyanov P.G.

ELECTROMAGNETIC TORQUE PULSATIONS ARE DRIVEN BY MOTORS NINE-PHASE FAILURE OF THE «SHORTCUT CIRCUIT»

Abstract. The article presents the results of calculation of the current ripple component of the electromagnetic torque controlled nine-phase valve engine with an open wound armature is powered by two sources for a given speed range when the angle switching control in a single intercommutating interval for failure, «a short circuit of the power semiconductor switch key» and «short-circuit phase electromechanical transducer».

Keywords: nine-phase valve engine, the electromagnetic torque, pulse time, the refusal element; short key semiconductor switch, a short circuit phase electromechanical transducer.

Применение управляемых вентильных двигателей В настоящее время к управляемым ВД предъяв-

(ВД) в системах автоматического управления и регули- ляются повышенные требования по надежности и

рования или в непосредственном приводе высококаче- величине пульсаций электромагнитного момента.

ственных магнитофонов и дисководов требует тща- Они могут быть удовлетворены путем увеличения

тельного исследования величины пульсаций электро- числа фаз электромеханического преобразователя

магнитного момента в зависимости от числа фаз и спо- (ЭМП). При этом критериями оптимальности высту-

собов их коммутации, величины индуктивности об- пают составляющие надежности в различных их соче-

мотки, формы фазных ЭДС, угла управления коммута- таниях и соответствующие этим составляющим локацией [1-3]. В научной и технической литературе чаще затели надежности (чаще всего это вероятность без-

всего рассматриваются конкретные варианты исполне- отказной работы (например, р=0,9990-0,9999), нара-

ния ВД и проводится исследование влияния одного из ботка до отказа (например, 12.000-20.000 ч), средний

этих факторов нахарактеристики исправной машины. срок сохраняемости (например 12-18 лет). Выполнить