Схема заміщення приведеного трансформатора задовольняє всім рівнянням ЕРС і струмів приведеного трансформатора (2.1) і являє собою сукупність трьох гілок: первинної - опором і струмом ; намагнічуючої - опором і струмом ; вторинної - із двома опорами: опором вторинної гілки й опором навантаження і струмом . Зміною опору навантаження на схемі заміщення можуть бути відтворені всі режими роботи трансформатора.

Рис.16. Еквівалентна схема (а) і схема заміщення (б) приведеного трансформатора.

Параметри гілки намагнічування визначаються струмом х. х. Наявність у цій гілці активної складової обумовлено магнітними втратами в трансформаторі. Усі параметри схеми заміщення, за винятком , є постійними для даного трансформатора і можуть бути визначені з досліду х. х і досліду к. з.

Векторна діаграма трансформатора

Рівняння напруг і струмів для приведеного трансформатора мають вигляд:

(2.1)

Скориставшись схемою заміщення приведеного трансформатора й основними рівняннями напруг і струмів, побудуємо векторну діаграму трансформатора, що наглядно показує співвідношення і фазові зсуви між струмами, ЕРС і напругами трансформатора. Векторна діаграма - графічне вираження основних рівнянь приведеного трансформатора.

Побудову діаграми (рис.17) варто починати з вектора максимального значення основного магнітного потоку .

Рис.17. Векторна діаграма трансформатора при активно-індуктивному навантаженні.

Вектор струму випереджає по фазі вектор потоку на кут , а ЕРС і відстають від цього вектора на кут 90°. Далі будуємо вектор . Для визначення кута зсуву фаз між і варто знати характер навантаження. На молочному комплексі навантаження трансформатора активно-індуктивне. Тоді вектор відстає по фазі від на кут

, (2.2)

обумовлений як родом зовнішнього навантаження, так і власними опорами вторинної обмотки. Для побудови вектора вторинної напруги необхідно з вектора ЕРС , відняти вектори падінь напруги і . З цією метою з кінця вектора опускаємо перпендикуляр на напрямок вектора струму і відкладаємо на ньому вектор . Потім проводимо пряму, паралельну , і на ній відкладаємо вектор . Побудувавши вектор , одержимо трикутник внутрішніх падінь напруги у вторинному ланцюзі. Потім із точки О проводимо вектор , що випереджає по фазі струм на кут .

Вектор первинного струму будуємо як векторну суму: . Вектор проводимо з кінця вектора протилежно векторові . Побудуємо вектор для чого до вектора - , що випереджає по фазі вектор потоку на 90°, додаємо вектори внутрішніх падінь напруги первинної обмотки: вектор , паралельний струму , і вектор , що випереджає вектор струму на кут 90°. З'єднавши точку О з кінцем вектора , одержимо вектор , що випереджає по фазі вектор струму на кут .

Іноді векторну діаграму трансформатора будують з метою визначення ЕРС обмоток. У цьому випадку заданими є параметри вторинної обмотки: U₂, I₂ і cos. Знаючи , визначають і , а потім будують вектори цих величин під фазовим кутом один до одного. Вектор ЕРС = одержують геометричним додаванням вектора напруги з падіннями напруги у вторинній обмотці:

.

Отримана вище електрична схема заміщення (див. рис.16, б) дозволяє з достатньою точністю досліджувати властивості трансформаторів у будь-якому режимі. Використання цієї схеми при визначенні характеристик має найбільше практичне значення для трансформаторів потужністю 50 кв·А і вище, тому що дослідження таких трансформаторів методом безпосереднього навантаження пов'язане з деякими технічними труднощами: непродуктивною витратою електроенергії, необхідністю в громіздких і дорогих навантажувальних пристроях.

Визначення параметрів схеми заміщення можливо або розрахунковим (у процесі розрахунку трансформатора), або дослідним шляхом. Нижче викладається порядок визначення параметрів схеми заміщення трансформатора дослідним шляхом, сутність якого складається в проведенні досліду холостого ходу (х. х.) і досліду короткого замикання (к. з).

Дослід холостого ходу. Холостим ходом називають режим роботи трансформатора при розімкнутій вторинній обмотці (). У цьому випадку рівняння напруг і струмів (2.1) приймають вид

(2.3)

Так як корисна потужність при роботі трансформатора вхолосту дорівнює нулю, то потужність на вході трансформатора в режимі х. х. витрачається на магнітні втрати в магнітопроводі (втрати на перемагнічування магнітопровода і вихрові струми) і електричні втрати в міді (втрати на нагрівання обмотки при проходженні по ній струму) однієї лише первинної обмотки. Однак через невелике значення струму , що звичайно не перевищує 2-10 % від , електричними втратами можна знехтувати і вважати, що вся потужність х. х. являє собою потужність магнітних втрат у сталі магнітопровода. Тому магнітні втрати в трансформаторі прийнято називати втратами холостого ходу.

Дослід х. х. однофазного трансформатора проводився за схемою, зображеною на рис.18. Комплект електровимірювальних приладів, включених у схему, дає можливість безпосередньо виміряти напругу , підведену до первинної обмотки; напругу на виводах вторинної обмотки; потужність х. х. і струм х. х. .

Рис.18. Схема досліду х. х. трансформатора.

Напруга до первинної обмотки трансформатора підводилась через однофазний регулятор напруги РНО, що дозволяє плавно підвищувати напругу від 0 до 1,15. При цьому через приблизно однакові інтервали струму х. х. знімались покази приладів, а потім будувались характеристики х. х.: залежність струму х. х. , потужності х. х. і коефіцієнта потужності х. х. cos від первинної напруги (рис. 19).

Рис. 19. Характеристики холостого ходу трансформатора.

Криволінійність цих характеристик обумовлена станом магнітного насичення магнітопровода, що настає при деякому значенні напруги .

За даними досліду х. х. визначаються: коефіцієнт трансформації ; струм х. х. при (у відсотках від номінального первинного струму) ; втрати х. х. .

Стосовно до конкретних трансформаторів, встановлених на комплексі, дослід холостого ходу виконувався за електричною схемою згідно з рисунком 20.

Рис. 20. Електрична схема дослідної установки.

Результати дослідів холостого ходу вольтододаткових трансформаторів занесені у таблиці 2, 3, 4.

Таблиця 2.

	1 трансформатор	2 трансформатор	3 трансформатор	4 трансформатор
	,В	,В	,В	,В	,В	,В	,В	,В
30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200	1,6 2,04 2,48 3,12 3,6 4,04 4,6 5,2 5,64 6,2 6,76 7,24 7,72 8,2 8,76 9,12 9,68 10,2	3 4,08 5,16 6,32 7,2 8,08 9,2 10,2 11,6 12,2 13,5 14,2 15,6 16,6 17,6 18,4 20 20,4	1,6 2,6 3,6 4,72 5,78 6,8 8 9 10	3,2 5,2 7,2 9,6 11,6 13,6 15,6 17,8 20		2,72 3,6 4,44 5,28 6,28 7,12 8 8,88 9,72 10,4 11,6 12,2 13,4 14 15 16 16,6 17,8		2,08 2,76 3,36 4,04 4,76 5,4 6,08 6,8 7,52 8,16 8,8 9,4 10 10,6 11,4 12 12,6 13,4
210 220 230 240	11 11,6 12 12,2	22 22,4 24 25	10,6 12 12,2	21,8 24 24,4		18,4 19,8 20,4 21,6		14 14,4 15,6 16

Струм холостого ходу первинної обмотки трансформатора визначався за електричною схемою згідно з рисунком 21.

Рис.21. Електрична схема дослідної установки для визначення струму холостого ходу первинної обмотки трансформатора.

Результати вимірювань в первинній обмотці

Таблиця 3.

, В	1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
, А			0,25	0,375	0,5	0,63	0,7	0,8	0,9	0,97	1	1,2
, А			0,25	0,375	0,5	0,63	0,7	0,8	0,9	1	1,15	1,2
, А	0,225	0,525	0,75	1,1	1,35
, А		0,075	0,25	0,37	0,47	0,55	0,65	0,73	0,8	0,92	1	1,1

Результати вимірювань у вторинній обмотці

Таблиця 4.

, В	0,02	0,04	0,2
, А			2
, А			2
, А		1
, А	1,5

Дослід короткого замикання. Коротке замикання трансформатора - це такий режим, коли вторинна обмотка замкнута накоротко (), при цьому вторинна напруга . В умовах експлуатації, коли до трансформатора підведена номінальна напруга , коротке замикання є аварійним режимом і являє собою велику небезпеку для трансформатора.

При досліді к. з. обмотка нижчої напруги однофазного трансформатора замикалась накоротко (рис.22), а до обмотки вищої напруги підводилась понижена напруга, поступово підвищуючи його регулятором напруги РНО до деякого значення , при якому струми к. з. в обмотках трансформатора стають рівними номінальним струмам у первинній () і вторинній () обмотках.

Рис.22. Схема досліду к. з. трансформатора.

При цьому знімались показання приладів і будувались характеристики, к. з., що представляють собою залежність струму к. з. , потужності к. з. і коефіцієнта потужності від напруги к. з. (рис.23).

Напругу, при якій струми в обмотках трансформатора при досліді дорівнюють номінальним значенням, називають номінальною напругою короткого замикання і звичайно виражають її в % від номінальної:

(2.4)

Для силових трансформаторів .

Як випливає з формули , магнітний потік у магнітопроводі трансформатора пропорційний первинній напрузі .

Рис.23. Характеристики к.З. трансформатора.

Але так як ця напруга при досліді к. з. складає не більш 10 % від , то таку ж невелику величину складає магнітний потік.

Для створення такого магнітного потоку потрібно настільки малий намагнічуючий струм, що значенням його можна знехтувати.

У цьому випадку рівняння струмів приймає вид

. (5)

Стосовно конкретних трансформаторів, встановлених на комплексі, досліди проводились за електричною схемою, наведеною на рисунку 24.

Результати досліду короткого замикання трансформаторів занесені у таблицю 5.

Таблиця 5.

	U, В	10	15	20	25	30
1 тр-тор	P, Вт I, A	0,2 2	1,2 5	2,5 6,8	4,5 8,8	7 11,4
2 тр-тор	P, Вт I, A	0,2 2	1,2 5,2	3 7,2	5 9,5	7 11,8
3 тр-тор	P, Вт I, A	0,8 5	1,8 7,4	3,2 10,8	5,2 13,5
4 тр-тор	P, Вт I, A	0,2 3	1 5,5	2 7,2	3 9,5	4,5 12

1 і 2 трансформатори - вольтододаткові трансформатори з номінальною напругою обмотки збудження 220 В і двома послідовними обмотками з номінальною напругою 24 і 12 В.

3 і 4 трансформатори - вольтододаткові трансформатори з номінальною напругою обмотки збудження 220 В і номінальною напругою послідовної обмотки 24 В.

Рис.24. Електрична схема дослідної установки.

2.1.4 Розрахунок параметрів вольтододаткових трансформаторів

Параметри вольтододаткових трансформаторів включають в себе активні та реактивні (індуктивні) опори [17].

Параметри первинної обмотки двох трансформаторів з номінальною напругою 220/24/12 В визначені таким чином.

Активний опір при постійній напрузі становить:

. (2.5)

Застосовані на комплексі системи автоматики виконані на релейно-контактній елементній базі і не в повній мірі задовольняють вимогам сучасної технології. Тому вони вимагають заміни або модернізації. Аналіз стану електрифікації та прийнятих систем автоматизації технологічних процесів виробництва та первинної обробки молока показав, що не усі технологічні операції, процеси, обладнання на молочному комплексі електрифіковані та автоматизовані на сучасному рівні вимог. Це суттєво стримує економічні показники виробництва та обробки молока. Із матеріалів переддипломної практики, літературних джерел, відгуків експлуатаційного персоналу комплексу випливає, що суттєво підвищити економічні показники молочного комплексу можливо за рахунок:

А при U=30 В. (2.6)

Індуктивний опір становить:

Ом. (2.7)

Реактивний опір становить:

Ом. (2.8)

Опір взаємоіндукції визначено таким чином:

Ом. (2.9)

Параметри первинної обмотки вольтододаткових трансформаторів з номінальною напругою 220/24 В визначені у такій послідовності:

Для першого трансформатора:

Активний опір становить:

Ом. (2.10)

Струм у первинній обмотці становить:

А. (2.11)

Індуктивний опір обмотки становить:

Ом. (2.12)

Реактивний опір обмотки становить:

Ом. (2.13)

Опір взаємоіндукції становить:

Ом. (2.14)

Аналогічно виконані розрахунки для інших трансформаторів. Дані розрахунків занесені у таблицю 6.

Параметри трансформаторів

Таблиця 6.

	Трансформатори 220/24/12 В	Трансформатор 220/24 В	Трансформатор 220/24 В
	Первинна обмотка	Вторинна обмотка	Первинна обмотка	Вторинна обмотка	Первинна обмотка	Вторинна обмотка
R, Oм	10	0,1	3,7	0,04	11	0,013
Z, Ом	35,7	0,26	21,2	0,18	47,6	0,173
X, Ом	34,27	0,24	20,9	0,17	46,3	0,17
Zм, Ом	3,57	2,63	1,78	2	3,33	2,5

2.1.5 Дослідження режимів при різних схемах з'єднання вольтододаткових трансформаторів

Дослідження режимів короткого замикання при паралельній роботі трансформаторів.

При зміні прохідної потужності, пов'язаної з ходом технологічних процесів, паралельне з'єднання вольтододаткових трансформаторів дає можливість ефективно їх використовувати. Дослідження паралельної роботи вольтододаткових трансформаторів проводились за електричними схемами, які наведені на рисунках 25 і 26. Результати досліджень занесені до таблиць 7, 8 і 9.

Рис.25. Електрична схема дослідної установки.

Результати дослідження короткого замикання двох паралельно з'єднаних трансформаторів при узгодженому з'єднанні обмоток

Таблиця 7.

	, В	30	50	70	90	110	130	150	170	190	210	220	230	240
Тр-ри 220/24/ 12 В	, В	3,2	5,2	7,24	9,6	11,6	13,4	15	17,6	19,6	21,8	22,4	24	24,5
	, В	3,2	5,2	7,24	9,6	11,6	13,4	15	17,6	19,6	21,8	22,4	24	24,5
	, В	6,48	10,2	14,2	18,6	22,4	26,9	30,8	35,4	39,6	43,6	45,6	48	49
Тр-ри 220/24 В	, В	2,8	4,48	6,36	8,04	9,76	11,6	13	14,8	16,4	18,4	19,6	20,2	21,4
	, В	2,04	3,36	4,76	6,12	7,52	8,8	10	11,6	12,4	14	14,4	15,6	16
	, В	4,84	8	10,8	14	17,2	20,2	23,8	26,4	30	32,6	34,4	36,2	38

Результати дослідження короткого замикання двох паралельно з'єднаних вольтододаткових трансформаторів при зустрічному з'єднанні обмоток

Таблиця 8.

	, В	30	50	70	90	110	130	150	170	190	210	220	230	240
Тр-ри 220/24/ 12 В	, В	3,2	5,2	7,24	9,6	11,6	13,4	15	17,6	19,6	21,8	22,4	24	24,5
	, В	3,2	5,2	7,24	9,6	11,6	13,4	15	17,6	19,6	21,8	22,4	24	24,5
	, В	0	0	0	0	0	0	0	0	0	0	0	0	0
Тр-ри 220/24 В	, В	2,8	4,48	6,36	8,04	9,76	11,6	13	14,8	16,4	18,4	19,6	20,2	21,4
	, В	2,04	3,36	4,76	6,12	7,52	8,8	10	11,6	12,4	14	14,4	15,6	16
	, В	0,5	1	1,5	1,98	2,4	2,8	3,2	3,64	4,1	4,5	4,65	4,9	5,1

Рис.26. Електрична схема дослідної установки.

Результати досліду короткого замикання

Таблиця 9.

U, В	5	10	15	20	24	30	34	40
1) І, А	3	4,5	7	9,1	11,4
2) І, А	0	0	0	0	0	0	0	0
3) І, А	0,6	1	1,5	2	2,2	2,6	3	3,4
4) І, А	4,1	6,3	9,6	13

1) - при узгодженому з'єднанні обмоток вольтододаткових трансформаторів номінальною напругою 220/24/12 В.

2) - при зустрічному з'єднанні обмоток вольтододаткових трансформаторів номінальною напругою 220/24/12 В.

3) - при узгодженому з'єднанні обмоток вольтододаткових трансформаторів номінальною напругою 220/24 В.

4) - при зустрічному з'єднанні обмоток вольтододаткових трансформаторів номінальною напругою 220/24 В.

Дослідження можливостей розширення діапазонів регулювання напруги при послідовному з'єднанні вольтододаткових трансформаторів

Електричні схеми дослідів по визначенню діапазону і кількості ступенів регулювання напруги при використанні різних схем з'єднання вольтододаткових трансформаторів наведені на листі 3 графічної частини проекту.

Аналіз результатів дослідження показав, що паралельне з'єднання трансформаторів дає змогу ефективно використовувати їх при змінних технологічних процесах з використанням обладнання різної потужності. Послідовне з'єднання дає змогу розширити діапазон регулювання напруги. У випадку, при використанні одного вольтододаткового трансформатора з номінальною напругою 220/24 В діапазон регулювання напруги знаходиться в межах від - 16,5% до +15,8% із ступенями регулювання (при різних варіантах приєднання обмотки збудження до мережі) - 16,5%; - 9,9%; 5,12%; +0,4 (0,8) %; +5,04%; +9,8%; +15,8%. При послідовному з'єднанні двох вольтододаткових трансформаторів з номінальною напругою 220/24 В діапазон регулювання - 33%; - 22%; - 10,6%; +1,6 (+2,4) %; +10,2%; +21,2%; +29,9%.

Таким чином, використовуючи можливість паралельного і послідовного з'єднання декількох вольтододаткових трансформаторів в пристроях регулювання напруги, можна значно розширити межі, збільшити кількість ступенів регулювання і ефективно використовувати ці пристрої для регулювання напруги мережі електрообладнання різної потужності.

3. Розрахунково-конструкторська частина

3.1 Розрахунок електричних навантажень, вибір джерела живлення та розрахунок електричних мереж

3.1.1 Розрахунок електричних навантажень

Розрахунок електричних навантажень проведено за допомогою графіка навантаження. Даний графік побудовано у залежності від потужності електричних установок та часу їх роботи. При цьому враховане максимальне значення потужності. Так як молочний блок є виробничим споживачем, то для нього визначені значення денних максимумів навантажень.

Графік навантажень побудований з урахуванням графіку роботи молочного блоку (таблиця 10), що включає в себе основні технологічні, потужність установок для виконання технологічних операцій та час роботи на протязі робочого дня.

Споживана потужність для процесу видачі молока визначена таким чином:

(3.1)

де - встановлена потужність електродвигуна насоса, кВт;

- коефіцієнт завантаження електродвигуна насоса, (=0,7);

n - кількість насосів, шт;

- коефіцієнт корисної дії двигуна.

кВт (3.2)

Аналогічно визначено потужність електродвигунів для інших технологічних операцій. Результати розрахунків занесені у таблицю 10. За даними розрахунків побудований добовий графік навантаження молочного блоку.

У результаті аналізу цього графіку зроблено висновок, що денний і вечірній максимуми навантаження відрізняються між собою несуттєво.

Таблиця 10. Добовий графік роботи молочного блоку

Назва технологічних операцій	, кВт			, год	Час роботи, год
					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
1. Теплопостачання	25	1	1	17
2. Освітлення	1,9	0,7	1	17
3. Отримання молока	28,4	0,8	0,85	3
4. Первинна обро- бка молока	14,6	0,7	0,8	3
5. Зберігання моло- ка в резервуарах	2,1	0,8	0,75	3
6. Видача молока	2,2	0,7	0,8	1
7. Промивка молокопроводу	1,1	0,7	0,8	1

Рис.27. Добовий графік навантажень.

3.1.2 Розрахунок навантажень в молочному комплексі та вибір джерела живлення

Кількість і тип трансформаторних підстанцій визначено з урахуванням призначення споживачів, конфігурації мережі, розподілення навантажень, допустимих втрат напруги в мережі і трансформаторі та ряду інших факторів.

Проведено розрахунок навантажень для споживачів. Для цього сформовано таблицю електричних навантажень споживачів електроенергії на комплексі.

Електричні навантаження

Таблиця 11.

Назва споживача	Рд max, кВт	Рв max, кВт
Молочний блок Корівник на 400 голів Блок службових приміщень Санпропускник Дезпроїзд Родильне відділення Майданчик для обробітку шкіряного покрову тварин Стаціонарне відділення Амбулаторія Ізолятор Насосна станція	72 16 1,5 1 0,5 20 2 8 1 4 2,2	72 18 4 2 1 20 1 10 1 6 22

З урахуванням схеми (рис.28) визначені максимальні потужності на ділянках для вечірнього максимуму на лініях 1, 2, 3 та загальну потужність:

, (3.3)

де - найбільша потужність на ділянці, кВт;

- сума надбавок, яка залежить від значення меншої потужності, кВт [10]:

кВт (3.4)

кВт (3.5)

кВт (3.6)

кВт (3.7)

Рис.28. Схема розподілення і електропостачання споживачів.

Аналізуючи дані таблиці 11, можна зробити висновок, що вечірній максимум навантаження більший за денний. Тому за розрахунковий прийнято вечірній максимум навантаження.

Розрахункове навантаження трансформаторної підстанції визначено таким чином:

кВА (3.9)

де - коефіцієнт потужності трансформаторної підстанції з виробничим навантаженням, (= 0,77).

Згідно з нормативною документацією, для таких об'єктів мінімальне значення коефіцієнта потужності повинно складати =0,93. Тому в даному проекті передбачена компенсація реактивної потужності з допомогою конденсаторної установки типу УК-0,38-75-У3, яка розрахована нижче. Застосування конденсаторної установки дозволяє підняти коефіцієнт потужності до значення = 0,953.

Потужність трансформаторної підстанції з врахуванням конденсаторної установки визначена, як:

кВА (3.10)

В якості джерела живлення вибраний трансформатор типу ТМ-250 із S_н= 250 кВА [17], який встановлений в двотрансформаторному КТП, так як молочний комплекс відноситься до першої категорії за надійністю електропостачання. Другий трансформатор живить інші споживачі молочного комплексу.

Технічні дані трансформатора ТМ-250:

1. Номінальна потужність, кВА250

2. Номінальна напруга на високій стороні, кВ10

3. Номінальна напруга на низькій стороні, кВ0,4

4. Втрати холостого ходу, Вт740

5. Втрати короткого замикання, Вт3700

6. Напруга короткого замикання, %4,5

7. Струм холостого ходу, %2,3

3.1.3 Розрахунок зовнішніх електричних мереж

Для забезпечення нормальної роботи споживачів електроенергії лінії електропередачі необхідно розрахувати так, щоб при максимальному навантаженні в точці найбільш віддаленій від джерела, відхилення напруги було не менше - 5%, а при мінімальному навантаженні в найближчій точці не більше +5%.

Значення допустимої втрати напруги наведені у таблиці 12.

Відхилення напруги

Таблиця 12.

Елементи мереж	Режим навантаження
	25%	100%
Шини 10 кВ ТП 10/0,4 кВ Постійна надбавка Втрати Регульоване розгалуження Шини 0,4 кВ Допустимі втрати Відхилення напруги в споживача	0 +5 1 0 +4 0 +4	-1 +5 4 0 0 5 5

Допустима втрата напруги в мережі 0,38 кВ, із таблиці складає %.

Втрата напруги в лініях:

Втрата напруги в лінії Л1 становить:

(3.11)

де - розрахункове навантаження на лінії Л1, кВт, (= 33,5 кВт);

- довжина лінії, м, (= 90 м);

- переріз проводу в залежності від навантаження, мм^2, (= 25 мм²);

- питома провідність алюмінію, м/ (Ом · мм²),

(= 32 м/ (Ом · мм²) [10]).

Втрата напруги в лінії Л2 становить:

(3.12)

де - розрахункове навантаження лінії Л2, кВт, (= 52,2 кВт);

- довжина лінії, м, (= 150 м);

- переріз проводу, мм², (= 35 мм²).

Втрата напруги в лінії Л3 становить:

(3.13)

де - розрахункове навантаження лінії Л3, кВт, (= 89,4 кВт);

- довжина лінії, м, (= 180 м);

- переріз проводу, мм², (= 70 мм²).

Аналізуючи розрахунки, видно, що втрати в зовнішніх мережах не перевищують допустимі втрати напруги %.

3.1.4 Розрахунок та вибір конденсаторних батарей для компенсації реактивної потужності

Раніше був визначений коефіцієнт потужності = 0,77, тому для його штучного підвищення доцільно використати статичні конденсатори. Вони мають незначні втрати потужності, безшумні в роботі, зносостійкі, прості і зручні в експлуатації.

Крім того, статичні конденсатори можуть бути підібрані на малі потужності, що особливо важливо для сільських установок.

Конденсаторна батарея вмикається паралельно мережі, а конденсатори різних фаз з'єднуються в „трикутник”, так як це дає можливість при одній і тій самій ємності отримати потужність в 3 рази більшу ніж при з'єднанні в „зірку”.

Вибрані конденсаторні батареї для компенсації реактивної потужності.

Розрахункова потужність конденсаторів визначена так:

квар

де - максимальна потужність, кВт, (= 146,4 кВт);

- кут зсуву фаз до компенсації реактивної потужності, (= 0,829, що відповідає = 0,77);

- кут зсуву фаз після компенсації реактивної потужності, (= 0,395, що відповідає = 0,93).

Прийнята конденсаторна установка типу УК-0,38-75-У3 з потужністю квар.

Дійсне значення (з врахуванням компенсації) визначено як:

(3.14)

Таке значення = 0,317 відповідає коефіцієнту потужності = 0,953. Отже, дійсне значення коефіцієнта потужності після компенсації реактивної потужності буде складати = 0,953.

3.2 Розрахунок потужності та вибір основних елементів перетворювача

3.2.1 Вибір тиристорного перетворювача для якірного кола

Планується, що ТП буде підключатися до мережі змінного струму через трансформатор.

Силові кола стандартних ТП підключаються до мережі трифазного змінного струму (f = 50 Гц, U = 380 В ± 10 %).

При виборі перетворювачів із числа серійних (КТЭ, АТР, ТРПЗ, ЭПУ, КТУ і т.д.) необхідно дотримуватись слідую чого: номінальні значення напруги і струму перетворювача повинні бути рівні номінальним значенням напруги і струму двигуна:

(3.15)

Крім того необхідно врахувати, що всі перетворювачі передбачені для живлення якірних кіл, допускають роботу в циклічному режимі. При чому циклічне перевантаження не повинне перевищувати 75 % на протязі перевантаження до 1 хв. і 100 % на протязі перевантаження до 15 с. Крім цього необхідно забезпечити перевищення максимального струму ТП над максимальним струмом двигуна з умови:

(3.16)

Також повинна виконуватись умова:

(3.17)

(3.18)

де, і - коефіцієнти перевантажувальної здатності по струму відповідно двигуна і перетворювача.

згідно з каталожними даними [18]

згідно з каталожними даними [2]

Напруга на виході ТП повинна відповідати вимозі:

(3.19)

Згідно [2] прийнято реверсивний ТП типу ЭТУ 3601-3620 з А; В.

Розрахунок потужності і вибір силового трансформатора

При виборі потужності силового трансформатора основними вихідними величинами є: номінальна випрямлена напруга і струм ТП; напруга живлячої мережі; допустимі коливання напруги мережі; число фаз первинної і вторинної обмоток трансформатора; частота мережі.

Виходячи з умов найменшої пульсації випрямленої напруги прийнято до розробки трифазну мостову схему Ларіонова. Стала визначена, як:

(3.20)

Кутова швидкість складає:

рад/с (3.21)

Номінальний струм якоря визначено, як:

(3.22)

А (3.23)

Після підстановки числових значень у вираз (3.20), отримано:

В·с

ЕРС якоря складає:

В (3.24)

Величина випрямленої напруги при складає:

, (3.25)

де, - ЕРС якоря, В;

- номінальне значення струму двигуна, А;

- активний опір якоря двигуна, Ом;

- напруга к. з., %; ;

- втрати в міді, Вт; ;

- запас на коливання напруги в мережі; ;

- коефіцієнт, який залежить від схеми випрямлення.

Якщо до електроприводу особливих вимог у відношенні динамічних показників не ставиться тоді значення і В. Значення для малопотужних приводів складає 1,02.

Таблиця 13.

Схема випрям- ляча	Коефіцієнти
			в			d		m
трифазна нульова	1,17	1	0,007	0,0148	0,53	0	1,345	3
трифазна мостова	2,34	2	0,0025	0,0052	0,1245	0,0043	1,045	6

Після підстановки числових значень у вираз (3.25), отримано:

В.

Фазна напруга трансформатора:

В (3.26)

Коефіцієнт трансформації трансформатора з урахуванням коливань напруги живлячої мережі (10 %) становить:

(3.27)

Діючий струм первинної обмотки трансформатора становить:

А (3.28)

Розрахункові потужності обмоток трансформатора знайдені за формулою:

(3.29)

Після підстановки числових значень отримано:

кВ·А (3.30)

Згідно [17, с.84, табл.11] прийнято трансформатор ТС - 10 з параметрами:

Реактивний опір трансформатора становить:

Ом (3.31)

Кути комутації струму в випрямлячі визначені із умови =0

. (3.32)

Після підстановки числових значень отримано:

знайдено, як:

Кут комутації становить:

Кут зсуву першої гармоніки становить:

(3.33)

При згідно формул (3.32 - 3.33) і .

Коефіцієнт спотворення форми напруги мережі, що використовується при буде:

(3.34)

Коефіцієнт потужності випрямляча:

(3.35)

Індуктивність трансформатора становить:

мГн (3.36)

Активний опір трансформатора становить:

Ом (3.37)

Опір живлячих дротів:

Ом (3.38)

Еквівалентний опір якірного ланцюга становить:

(3.39)

Допустимий струм тиристора:

А (3.40)

Допустиму зворотну напругу визначено з умови:

В (3.41)

Коливання напруги мережі 10 %. В зв'язку з цим знайдене значення збільшене на 30 - 40 %, тобто

В (3.42)

З [10, с.496] вибраний тиристор КУ210В з параметрами: мА; В; мкс; А; В; В; А.

Втрати потужності в випрямлячі і падіння напруги на тиристорі становить:

Вт, (3.43)

де - кількість тиристорів, шт.

Тепловий режим тиристора знайдено із співвідношення

Вт (3.44)

Вт (3.45)

Поставлена умова виконується.

ККД випрямляча становить:

, (3.46)

де кВт (3.47)

Вт (3.48)

Розрахунок індуктивності реакторів

В вентильному електроприводі реактори виконують такі основні функції:

- зменшують зону перервних струмів;

- згладжують пульсації випрямлених напруги і струмів;

- обмежують струм через вентилі в перший напівперіод напруги живлення при короткому замиканні на стороні випрямленого струму.

В реверсивному вентильному електроприводі на реактори покладають допоміжні функції:

- обмеження урівнюючих струмів при спільному керуванні вентильними групами;

- обмеження швидкості зростання аварійного струму при „перекиданні” інвертора.

Індуктивність реактора залежить від його призначення, силової схеми перетворювача і місця реактора в схемі.

Обмеження урівнюючих струмів

Дроселі служать для обмеження урівнюючих струмів в реверсивних вентильних перетворювачах. Як правило застосовують два однакових урівнюючих дроселя по одному на кожне направлення струму двигуна. Ці дроселі повинні бути насичуючими, в наслідок чого індуктивність дроселя, по якому тече струм двигуна практично дорівнює нулеві.

Розрахункова індуктивність урівнюючого дроселя знайдена як:

, (3.49)

де, - амплітуда змінної складової урівнюючого струму;

- номінальний струм перетворювача, А;

- порядок основної гармоніки;

- коефіцієнт зв'язуючий значення основної гармоніки n-го порядку змінної складової напруги при куті .

Урівнюючий дросель вибирається так, щоб його індуктивність була більшою або рівною розрахунковій, а струм був більшим або рівним номінальному струму перетворювача або двигуна.

мГн

Обмеження струму при „перекиданні” інвертора

Індуктивність необхідна для обмеження аварійного струму на час спрацювання захисту. Вона визначається за формулою:

(3.50)

де, - ЕРС двигуна в момент перекидання, В;

А - струм двигуна перед перекиданням;

А - допустимий струм вентиля на протязі одного напівперіода;

- опір якірного кола при , Ом.

ЕРС двигуна в момент перекидання визначено за формулою:

,

де рад/с

В

Після підстановки числових значень у вираз (3.50), отримано:

мГн

Індуктивність струмообмежуючого реактора мГн менша за індуктивність урівнюючого реактора мГн, тобто мГн.

Обмеження струму через тиристори при КЗ на стороні постійного струму. При КЗ на стороні постійного струму струмообмежуючий реактор повинен обмежити швидкість зростання аварійного струму, щоб він не перевищив небажаного для тиристорів значення, на протязі власного часу спрацювання захисних пристроїв. Обмеження струму через вентилі може бути одержано за рахунок індуктивності розсіювання обмоток трансформатора і індуктивності в ланцюзі постійного струму.

Величина загальної індуктивності для мостової схеми визначена за формулою:

; (3.51)

де, - початковий струм в момент КЗ, А;

- максимально допустимий струм вентиля, А;

- фазна напруга, В.

Після підстановки числових значень в формулу (3.51), отримано:

мГн.

Значення мГн мГн. Прийнято мГн.

Згладжування пульсацій випрямленого струму

Пульсації випрямленої напруги приводять до пульсацій випрямленого струму, які погіршують комутацію двигуна і збільшують його нагрівання.

В мостових схемах найбільшу амплітуду мають основні гармоніки .

Амплітуди гармонік більш високої кратності значно менші, а дія реакторів на них більш ефективна. Тому розрахунок індуктивності дроселя ведеться лише по основній гармоніці, тобто .

Амплітудне значення гармонік, які складають випрямлену напругу знайдено за формулою:

(3.52)

де, - число пульсацій за період;

- основна гармоніка;

- для максимально можливої величини ;

- максимальне значення ЕРС двигуна, В.

В

Необхідна величина індуктивності ланцюга випрямленого струму знайдено за формулою:

мГн

Оскільки мГн мГн, прийнято мГн.

По результатах розрахунку вибраний дросель типу ДСА-554 з індуктивністю мГн [7, с.32, табл.12].

Еквівалентна індуктивність якірного ланцюга двигуна складає:

мГн (3.53)

3.2.2 Розрахунок системи фазо-імпульсного керування

Приймаємо схему керування на операційних підсилювачах. Розрахунок проведено для одного тиристора, для інших тиристорів він аналогічний.

Кожен з каналів складається із наступних блоків:

- фазозсуваючий пристрій;

- підсилювач-обмежувач (компаратор);

- генератора лінійно змінюючої напруги;

- схема зрівнювання (нуль-орган);

- диференційний ланцюг;

- підсилювач-формувач.

Фазозсуваючий пристрій використаний для формування опорної напруги кожної з фаз. В якості опорної напруги використана напруга кожної з фаз зсунута на кут . Для отримання необхідного зсуву використаний інтегруючий RC ланцюг.

Компаратор (DA1) служить для формування прямокутних імпульсів, які використовуються для запуску генератора лінійно змінюючої напруги, виконаного на операційному підсилювачі DA2.

ГЛЗН служить для одержання лінійно змінюючої напруги, яка використовується зрівнюючим пристроєм. Зрівнюючий пристрій (DA3) призначений для отримання сигналу (імпульсу), який запізнюється відносно моменту природного відпирання на кут , пропорційний керуючій напрузі . Змінюючи значення напруги від 0 до регулюється кут . Підсилювач-формувач призначений для формування відпираючого імпульсу необхідної амплітуди і тривалості.

Розрахунок фазозсуваючого пристрою

Фазозсуваючий пристрій виробляє опорну напругу для кожної фази. Із часових діаграм видно, що при прийнятті початкової фази . Тоді:

(3.54)

Кути природної комутації тиристорів будуть:

а) для VS1:

для VS4:

б) для VS3:

для VS6: (3.55)

в) для VS5:

для VS2:

В якості опорної напруги вибрана синусоїда для кожної з фаз, причому така, що має нульові значення при кутах природної комутації. Тоді:

а) для фази А:

б) для фази В: (3.56)

в) для фази С:

В показниковій формі дані вирази мають вид:

(3.57)

В якості опорної напруги використана напруга кожної з фаз, зсунута на кут . Таким чином:

(3.58)

Для одержання необхідного зсуву використаний інтегруючий RC ланцюг:

Рис.29. Інтегруючий RC ланцюг.

Напруга на виході RC ланцюга складає:

(3.59)

де, - модуль опору RC ланцюга, Ом;

- аргумент опору RC ланцюга;

- ємнісний опір конденсатора, Ом.

Після перетворення виразу (3.59), маємо:

(3.60)

Оскільки зсув опорної напруги становить

(3.61)

Отримано

(3.62)

Після перетворення виразу (3.62) отримано:

Ємність конденсатора вибрана рівною 1 мкФ. Тоді:

кОм (3.63)

Опір RC ланцюга становить:

кОм (3.64)

Напруга на виході RC ланцюга буде:

(3.65)

Вибрано В. Тоді

В

Розрахунок підсилювача-обмежувача

В якості операційного підсилювача вибрана мікросхема К140УД1А [4, с.11, табл.4]. Параметри операційного підсилювача наступні:

Так як В, то на вхід підсилювача ввімкнено подільник напруги.

Розрахунок подільника напруги



Рис.30. Подільник напруги.

Вхідна напруга операційного підсилювача становить:

(3.66)

Після підстановки числових значень у вираз (3.66) одержано:

(3.67)

Перетворюючи вираз (3.67), маємо:

. (3.68)

Опір резистора прийнято кОм.

Опір резистора становить:

Ом (3.69)

Розрахунок схеми підсилювача-обмежувача

Схема підсилювача-обмежувача має вигляд:

Рис.31. Підсилювач-обмежувач.

Струм подільника становить А.

Струм подільника розраховано, як:

(3.70)

Із виразу (3.70) отримана величина опору R:

кОм (3.71)

Для більш ретельного визначення напруги зміщення замість одного резистора R прийнято набір з трьох послідовно з'єднаних резисторів: , ввімкнутих за схемою:

Рис.32. Набір резисторів.

Так як опір резистора R складає 126 кОм, прийнято опір резисторів і рівним 50 кОм, а опір резистора рівним 25 кОм.

Розрахунок генератора лінійно змінюючої напруги

В генераторі лінійно змінюючої напруги застосований ОП серії К140УД1А [4, с.11, табл.4]. Принципова схема генератора має наступний вигляд:

Рис.33. Генератор лінійно змінюючої напруги.

Для визначення величини резистора і конденсатора прийнята величина вихідної напруги ГЛЗН:

В. З урахуванням цього: (3.72)

З виразу (3.72) отримана формула для розрахунку вихідної напруги:

(3.73)

Період імпульсу становить:

с (3.74)

де, - частота мережі, Гц.

Напруга входу ГЛЗН становить В.

Після перетворення виразу (3.73) отримано:

(3.75)

Із виразу (3.75) значення становить:

с (3.76)

Значення опору становить:

Прийнята ємність конденсатора мкФ. Опір резистора знайдено за виразом (3.76)

кОм

Розрахунок схеми зрівнювання

В якості схеми зрівнювання використаний компаратор на операційному підсилювачі серії К140УД1А.

Схема компаратора має вигляд:

Рис.34. Компаратор.

Розрахунок диференціюючого ланцюга

Розрахунок цієї ланки полягає в виборі тривалості імпульсу на виході ланцюга і виборі режиму зміщення транзистора VT1. Схема диференцюючого ланцюга має вигляд:

Рис.35. Диференціюючий ланцюг.

Вихідна напруга диференційної ланки розрахована за формулою:

(3.77)

Тривалість імпульсу відпирання тиристора вибрана з умови ; час відпирання тиристора складає с. Прийнято с.

Із умови повного відпирання транзистора VT1 визначився опір резистора із наступного співвідношення:

(3.78)

Допустимий струм бази прийнято рівним:

А, а В. Величина знайдена із співвідношення:

кОм (3.79)

Опір резистора становить кОм. Враховуючи, що тривалість імпульсу по величині спаду від до отримано:

(3.80)

Після перетворення виразу (3.80) отримано:

(3.81)

Із виразу (3.81) ємність становить:

(3.82)

Після підстановки числових значень у вираз (3.82) отримано:

мкФ (3.83)

Розрахунок підсилювача-формувача запускаючих імпульсів

Для розрахунку задані вихідні параметри вибраного тиристора: В; А; мкс.

Принципова схема вихідного пристрою має вигляд:

Рис.36. Принципова схема вихідного пристрою.

Тривалість керуючих імпульсів визначена з умови

с.

Потужність керуючого імпульсу становить:

Вт (3.84)

По розрахованій потужності керуючого імпульсу і визначеного значення В розраховано імпульсний трансформатор.

Коефіцієнт трансформації імпульсного трансформатора знайдено із співвідношення:

(3.85)

Максимальний струм колектора вихідного транзистора становить:

А

Отриманим значенням відповідає серійний кремнієвий транзистор КТ919В [11, с.279, табл.30] з параметрами: ; А; .

По отриманим даним побудовані навантажувальна і вхідна характеристики:

а) А В

б) мА В

Рис.37. Навантажувальна і вхідна харакретистики.

Із графіка визначено:

мА А

В В

Величина опору, обмежуючого струм бази, визначена по формулі:

кОм (3.86)

Еквівалентний опір колектора становить:

(3.87)

Виходячи з (3.87) розраховано

Ом (3.88)

Із умови з [11,c.80] вибрано діод серії КД103А з параметрами: В В.

Напруга ізоляції становить:

(3.89)

В

3.2.3 Розрахунок параметрів об'єкту регулювання

Електромагнітна стала часу , с - час необхідний для нарощування струму в обмотці якоря до 0,63 номінального значення при подачі на загальмований якір двигуна напруги [15, c.90].

(3.90)

Після підстановки числових значень у (3.90), отримано:

с

Електромеханічна стала часу , с - час необхідний для розгону двигуна до 0,63 номінальної швидкості при прямому включенні якоря двигуна при номінальній напрузі [15,c.90]

(3.91)

Після підстановки значень у (3.91), отримано:

с

Власна частота величина, яка характеризує смугу пропускання електродвигуна [15,c.90]

(3.92)

Застосована СІФК з арккосинусною характеристикою

Статична характеристика такого ТП лінійна

; (3.93)

де, - максимальне значення випрямленої ЕРС, В;

;

При В - напрузі керування на вході ТП, відповідна максимальній ЕРС на виході ТП, становить:

Стала часу ТП

; (3.94)

де, - стала часу СІФК з урахуванням фільтрів, с;

с

- середньостатистичне запізнення перетворювача:

- кількість фаз перетворювача

- частота мережі живлення, Гц.

Після підстановки числових значень у вираз (3.94) отримано:

с

3.2.4 Вибір інформаційних засобів

Датчик кутової швидкості

Для вимірювання кутової швидкості обертання в системах електроприводу постійного струму прийняті тахогенератори постійного струму:

При виборі тахогенератора врахована вимога:

(3.95)

Таким чином прийнято тахогенератор типу СЛ-М [13,c.41].

Каталожні данні тахогенератора наступні: В - напруга збудження; А - струм збудження; В·с/рад - коефіцієнт передачі; рад/с - максимальна частота обертання; кг - маса; кг·м² - момент інерції якоря; А - максимальний струм навантаження.

Опір зворотного зв'язку для даного тахогенератора складає:

(3.96)

В результаті підстановки числових значень у формулу (3.96), отримано:

Ом

Максимальна вихідна напруга тахогенератора становить:

(3.97)

В результаті підстановки числових значень у формулу (3.97), отримано:

В

Датчик струму

В системах керування електроприводами подач сигнали, пропорційні струму, знімаються з шунтів або трансформаторів струму. В якості датчика струму вибрано шунт з коефіцієнтом передачі мВ/А

Номінальний струм шунта становить:

(3.98)

В результаті підстановки числових значень у вираз (3.98), отримано:

А

Падіння напруги на шунті визначено як:

(3.99)

В результаті підстановки числових значень у вираз (3.99), отримано:

мВ

Опір шунта залежить від параметрів:

(3.100)

В результаті підстановки числових значень у вираз (3.100), отримано:

Ом

3.3 Розрахунок параметрів регуляторів системирегулювання

Тиристорні електроприводи з регуляторами швидкості забезпечують з тим або іншим ступенем точності відповідність кутової швидкості вала електродвигуна заданому значенню або зміну швидкості за заданим законом. Вихідним параметром системи регулювання таких електроприводів є швидкість, і регулятор швидкості є основним (зовнішнім) регулятором. Більшість електроприводів, що працюють у промисловості, відноситься до такого класу. Технічні вимоги до них досить різноманітні. Аналіз технічних показників електроприводів постійного струму середньої і великої потужності, виготовлених ведучими підприємствами в СНД і за рубежем, показує, що більшість з них забезпечує: статичну похибку по швидкості не більше 0,1-0,3% при зміні навантаження від нуля до номінального і 0,5-1,5% при зміні температури навколишнього середовища в межах 1-40 С та напруги живильної мережі ±10 %, глибину регулювання швидкості (1: 5) - (1: 100), час реверса струму якоря від до не більше 20-30 мс і час відновлення швидкості при поштовху навантаження не більше 0,2-0,3 с. Приведені вище показники точності забезпечуються аналоговими системами регулювання; більш висока точність може бути отримана тільки при застосуванні цифрових регуляторів. Ці показники не охоплюють деякі спеціальні типи електроприводів, наприклад електроприводи подач металорізальних верстатів, де необхідний діапазон зміни швидкості досягає 1: 1000 і більше.

Для збільшення діапазону регулювання швидкості часто передбачається двохзонне регулювання (перша зона - зміною напруги на якорі, друга зона-зміною магнітного потоку).

Як правило, використовується залежна система керування полем двигуна, при якій ослаблення потоку збудження відбувається в тому випадку, коли ЕРС або напруга на якорі двигуна перевищить заздалегідь установлене значення, близьке до номінального. При цьому повна зміна поля двигуна повинна забезпечуватися відносно невеликою зміною напруги на якорі: у статичному й у динамічних режимах. При навантаженнях і роботі привода на упор потрібне обмеження моменту двигуна. Нахил механічної характеристики в режимі стопоріння при цьому повинний складати не менше , час перебування двигуна під струмом упору повинний бути обмежений 5-10 с.

В системах керування електроприводами передбачається можливість задання швидкості або в кілька ступіней, або плавно; у деяких випадках потрібні обидва типи задання. Звичайно використовується також пристрій для задання прискорення привода (або динамічного струму). Крім того, часто передбачаються додаткові вузли, що дозволяють виконати задані за технологією режими.

Усю різноманітність вимог вдається задовольнити застосуванням систем керування з підлеглим регулюванням параметрів, що забезпечують високі статичні і динамічні характеристики тиристорних електроприводів і гнучкість при побудові систем регулювання. Системи регулювання даних електроприводів мають контур регулювання швидкості і підлеглий йому контур регулювання струму якоря. У багатьох випадках застосовується контур напруги, внутрішній стосовно контуру струму. При необхідності в регулюванні потоку збудження двигуна застосовується одно - або двоконтурний регулятор ЕРС. Іноді доцільне застосування спеціальних систем регулювання. Застосовуються також нереверсивні електроприводи, у яких потрібно мати контрольоване і досить швидке гальмування; у таких випадках в електроприводах невеликої потужності використовують реверсивні електроприводи, однак при великих потужностях доцільне застосування нереверсивних ТП і реверсивних збудників, причому система регулювання повинна забезпечити режим гальмування з рекуперацією енергії і контролем струму якоря.

По своїй структурі електродвигун є нелінійною динамічною ланкою (рис 38, а). При роботі з постійним магнітним потоком його структура істотно спрощується (мал.38, б); при впливі з боку ЕРС перетворювача структурну схему електродвигуна можна представити у виді, зображеному на мал.38, в.

Рис.38. Структурна схема силових кіл тиристорного електропривода.

а-повна схема; б-при постійному магнітному потоку Ф; в-при постійному Ф та зміні напруги ТП.

На рисунку 39 наведена функціональна схема системи керування електроприводом.

Основними структурними елементами системи керування електроприводом є ПІ-регулятор швидкості, адаптивний пристрій лінеаризації характеристик електропривода, схема імпульсно-фазового керування СІФК (СИФУ). В електроприводі реалізована система двоконтурного підпорядкованого регулювання зі зворотними зв'язками за швидкістю та струмом. Силова частина електропривода складається з двох повністю керованих випрямлячів КТ "В" і КТ "Н", виконаних за трифазною мостовою схемою, включених зустрічно-паралельно і працюючих за принципом відокремленого керування. До силової частини схеми також відносяться силовий погоджуючий трансформатор Т5, автоматичний вимикач F6, згладжуючий дросель L у ланцюзі якоря електродвигуна М. Для контролю напруги і струму двигуна використовуються відповідно амперметр А (з шунтом Р) і вольтметр V. Керування двома тиристорними вентильними комплектами відбувається за допомогою схеми імпульсно-фазового керування (СІФК), яка призначена для перетворення однополярної постійної напруги в послідовність керуючих імпульсів відповідної фази, що подаються на керуючі електроди тиристорів.

Рис.39. Функціональна схема системи керування електроприводом.

Вхідні сигнали СІФК обмежуються на рівні і , а також зміщуються на значення відповідно резисторами R50, R49 i R41. Логічний пристрій УЛ здійснює керування силовими вентильними комплектами "В" І "Н" і виконує наступні функції:

а) вибір необхідного напрямку обертання у залежності від знака вхідного сигналу нелінійної ланки (НЗ) шляхом включення відповідних ключів, що визначають необхідний напрямок струму перетворювача;

б) блокування входу логічного пристрою сигналом датчика провідності вентилів ДПВ;

в) формування затримки часу між моментами зняття імпульсів з робочого раніше комплексу і подачею їх на вступаючий у роботу комплект.

У свою чергу датчик провідності вентилів призначений для контролю стану ("відкритий" - "закритий") і працює за принципом контролю падіння напруги на переході анод-катод тиристорів. Принцип адаптації дозволяє лінеаризувати структуру електропривода в режимі переривистих струмів і тим самим поліпшити динамічні властивості привода.

Адаптивний пристрій складається з нелінійної ланки (НЗ) і функціонального перетворювача ЕРС (ФПЕ). Нелінійна ланка має характеристику, зворотню регулюючій характеристиці керованого випрямляча в режимі переривистого струму, а ФПЕ має залежність типу , де Е-відносна електрорушійна сила двигуна. Для погодження однополярної регулюючої характеристики СІФК з реверсивним сигналом нелінійної ланки використовується перемикач характеристик (ПХ), керований логічним пристроєм (УЛ). Регулятор швидкості (РС) виконаний двоканальним. Перший канал (А1) забезпечує підсилення сигналу і швидкодію. Другий канал (МУД), по входу включений паралельно, виконує компенсацію температурної і часової нестабільності регулятора. МУД являє собою підсилювач постійного струму, працюючий за принципом модулятор-демодулятор. На вході регулятора швидкості (РС) додаються сигнали завдання швидкості і зворотного зв'язку з тахогенератора (G). Глибина зворотного зв'язку за швидкістю регулюється змінним резистором R9, що задає нульову частоту обертання вала двигуна. Вимикачі К1 необхідні для вимкнення регуляторів швидкості і струму із ланцюга керування. Схема обмеження струму якоря (УЗТ) забезпечує обмеження струму якоря на заданому рівні (струму відсічки) у функції швидкості. Принцип роботи схеми струмообмеження базується на обмеженні вихідної напруги регулятора швидкості, яке визначає максимальний заданий струм якоря. Резисторами R5 та R6 встановлюється точка перегину та кутовий коефіцієнт за точкою перегину на характеристиці струму двигуна від частоти обертання. В електроприводі забезпечується захист елементів схеми при аварійних ситуаціях. При спрацюванні будь-якого виду захисту порогові елементи ПЕ1, ПЕ2, ПЕ3, ПЕ4 переводять RS-тригер в активний стан і через логічний елемент "І" впливають на СІФК, формуючи керуючі імпульси для кута . Одночасно відкривається транзистор і загораються лампочки Н2, НЗ аварійного стану. Живлення схеми виконується через трансформатор Т1 та допоміжний блок живлення БП.