Управление синхронным электроприводом главного вентилятора при автоматизации проветривания шахт Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

К ........ КАФЕДРЫ

«АЭРОЛОГИЯ И ОХРАНА ТРУДА»

Ш - - ^ Д.В. Зедгенизов, 2000 : :

УДК 622.44

Д.В. Зедгенизов

УПРАВЛЕНИЕ СИНХРОННЫМ ЭЛЕКТРОПРИВОДОМ ГЛАВНОГО ВЕНТИЛЯТОРА ПРИ АВТОМАТИЗАЦИИ ПРОВЕТРИВАНИЯ ШАХТ

С

овершенствование технологии выемки полезных ископаемых, высокая концентрация горных работ, применение мощных, высокопроизводительных машин и механизмов ведет к увеличению неравномерности поступления в рабочую атмосферу метана, продуктов сгорания ВВ, угольной пыли и других вредностей.

Количество воздуха, требуемого для разбавления и выноса таких вредностей зависит от целого ряда горнотехнических, технологических и других факторов и за определенный промежуток времени (смена, сутки, год) значительно изменяется [1]. Требуемая производительность вентилятора главного проветривания (ВГП) для различных шахт и рудников за сутки может изменяться в 1,5 - 2,5 раза. Регулирование производительности ВГП в указанных пределах позволит существенно снизить расход электроэнергии в течение смены и особенно в межсменный промежуток и в выходные дни.

Указанная неравномерность выделения вредностей обуславливает необходимость внедрения регулируемых ВГП. Проведем сравнение различных способов изменения производительности вентиляторного агрегата по критериям: эксплуатационная экономичность, начальная стоимость и надежность. К вентиляторному агрегату будем относить собственно ВГП, приводной электродвигатель и силовое электрооборудование с системой управления.

Известно, что регулирование режима работы осевых турбомашин возможно несколькими способами: изменением частоты вращения (использова-ние регулируемого электропривода), дросселированием (уменьшением сечения воздуховода), изменением угла установки лопаток входного направляющего (ВНА) и спрямляющего (СА) аппарата, а так же изменением угла установки лопаток рабочего колеса (ЛРК). Как известно, дросселирование - не экономично, а изменение угла установки лопаток ВНА, СА не позволяет обеспечить требуемую глубину регулирования (максимальная глубина - 12 %), поэтому в качестве сравниваемых вариантов рассматриваются следующие компоновки вентиляторного агрегата:

1 - синхронный электропривод с регулируемым осевым вентилятором, оснащенный поворотными на ходу лопатками рабочего колеса (СД -ВОК);

2 - нерегулируемый осевой

вентилятор, вращаемый

асинхронно-вентильным каскадом (АВК - ВО);

3 - нерегулируемый осевой

вентилятор, использующий в качестве электропривода короткозамкнутый асинхронный двигатель и

тиристорный преобразователь

частоты (ТПЧ - ВО);

4 - нерегулируемый осевой

вентилятор с системой «генератор-двигатель» (ГД - ВО).

Проведем анализ экономичности сравниваемых вариантов. При определении КПД будем рассматривать 2 режима работы, например вентилятора В0-30 ВК, имеющего аэродинамические характеристики, показанные на рис 1, б: с производительностью 250 м3 / с (режим 1) и 150 м3/с (режим 2), то есть меньше на 40 %. Так как производительность вентилятора пропорциональна частоте вращения, то указанное снижение производительности по аэродинамической характеристике сети А может быть достигнуто за счет понижения частоты вращения на 40 % (с 750 об/мин. до 450 об/мин) либо уменьшением угла установки ЛРК (©) с 500 до 180.

Удельная установленная мощность, характеризующая затраты на подачу 1 м3/с воздуха для различных вариантов рассчитаем, исходя из установленной мощности всего основного электрооборудования данного варианта и количества подаваемого вентилятором воздуха. График удельной установленной мощности по вариантам представлен на рис 1, а.

Для сравнения экономичности вариантов проведем расчет стоимости энергопотребления вентиляторных агрегатов за год. Примем, что агрегат работает в точке 1 на аэродинамической характеристике рисунка 1, б с 9 до 21 часа, а в точке 2 - с 21 до 9 часов. Расчет расхода электроэнергии произведем по двухставочному тарифу.

Стоимостной анализ вариантов системы электропривода выполнен по сметам, литературе [2], при этом за 100 % принята стоимость СД.

Для оценки надежности сравниваемых вариантов использован показатель вероятности безотказной работы за время t = 1000 часов (45 дней), который рассчитаем по имеющимся в литературе [3] интенсивностям отказов.

Технико-экономический анализ приведенных вариантов показал, что:

1 - первый вариант вентиляторного агрегата (СД - ВОК) имеет меньшую удельную установленную мощность (см. рис. 1, а). Вентиляторный агрегат по варианту 1 дешевле аналогичного с регулируемой частотой вращения в 2,3 - 4,6 раза по

Рис. 1. а - характеристики удельной установленной мощности по вариантам; б - аэродинамические характеристики вентилятора ВО - 30 ВК при регулировании лопатками рабочего колеса и частотой вращения

б

а

по стоимости оборудования и на 14 - 50 % более экономичен в работе по годовым расходам на электроэнергию;

2 - нерегулируемый на ходу вентилятор несколько дешевле, чем регулируемый по варианту СД - ВОК, но последний вместе с электроприводом все же выигрывает по стоимости за счет высокой стоимости силовых полупроводниковых элементов в частотно - регулируемых электроприводах;

3 - существенное снижение надежности вариантов 2 и 3 (на 35 и 50 % соответственно) объясняется большим количеством силовых, соединительных и переключающих устройств;

4 - варианты АВК - ВО и ТПЧ - ВО становятся более конкурентно-способными при мощности привода менее 100 - 150 кВт за счет снижения стоимости преобразовательной части и силового электрооборудования, особенно в турбомеханизмах с глубоким (более 2-х кратного) регулированием производительности и продолжительным временем работы на пониженных скоростях, а также за счет повышения надежности используемых элементов.

Таким образом, внедрение экономичных регулируемых и реверсируемых на ходу поворотом ЛРК осевых ВГП, распространение в практике проветривания шахт систем автоматического газового контроля (в том числе зарубежных) и бурный рост вычислительной техники (особенно промышленных контроллеров) создали основу для внедрения современных автоматических систем управления (АСУ) проветриванием шахт. Важным звеном таких систем является АСУ ГВУ, включающая в себя управляющий контроллер, подсистему автоматического управления синхронным электродвигателем (СД) вентилятора, а также ряд вспомогательных подсистем и датчиков контроля технологического состояния вентиляторной установки.

Известно, что СД обладает свойством генери-

ровать реактивную мощность, снижая тем самым потери энергии в распределительных сетях, повышая cos ф системы электроснабжения или стабилизируя напряжение узла нагрузки.

Cпецификой работы ОД ВГП в условиях шахтных вентиляционных и распределительных электросетей являются возмущения по валу и возмущения в питающей сети. Регулирование требуемой производительности ВГП приводит к колебаниям активной нагрузки на валу ОД. Иа эти колебания накладываются возмущения от открывания и закрытия вентиляционных дверей, движения подъемных сосудов и особенно заметные возмущения при взрывах метана и внезапных выбросах в шахтах, а также при технологических и массовых взрывах на рудниках. Возмущения же по питающей сети (колебания напряжения на зажимах ОД) обусловлены резкопеременной нагрузкой мощных потребителей, питающихся от тех же шин подстанции, что и ОД ВГП, значительным удалением подземных потребителей, неправильным выбором сечений токоведущих элементов, мощности силовых трансформаторов и рядом других причин. Как указывает ряд авторов, колебания момента сопротивления ВГП могут составлять от 0,3 до 1,9 от номинального, а колебания напряжения в шахтных распределительных сетях могут достигать ±25 % от номинального [4]. Указанные

возмущения влияют на устойчивость ОД и его генерирующую способность и требуют их учета при создании ACy ГВУ шахт.

Поэтому ставится задача поиска закона оптимального управления возбуждением ОД ВГП в условиях нестационарности шахтных вентиляционных и распределительных сетей электроснабжения при автоматизации проветривания шахт.

При выборе закона регулирования возбуждения ОД необходимо учитывать комплекс проблем, таких как [1]:

• при колебаниях нагрузки на валу и питающего напряжения необходимо поддерживать ток возбуждения на максимально-допустимом уровне с точки зрения обеспечения динамической устойчивости и с точки зрения генерации максимальной реактивной энергии;

• в период снижения нагрузки на валу для экономических и энергетических характеристик самого СД ток возбуждения желательно снижать;

• для обеспечения высоких технико-экономических показателей в узле нагрузки СД должен отдавать максимум реактивной мощности, то есть в период снижения нагрузки на валу ток возбуждения желательно увеличивать.

Наилучшим образом решению этих проблем отвечает закон регулирования возбуждения СД на минимум потерь электроэнергии в узле нагрузки, к которому подключен двигатель.

Для обоснования закона регулирования возбуждения

указанным требованиям,

л/З,

СД, удовлетворяющего рассмотрим суммарные потери энергии в узле нагрузки (СД, питающая сеть, шахтная подстанция):

АРХ = ЛРМЕХ + АРВ + АРМС + АРСС + АРХХ +

напряжения двигателя; КВО = 1ВО/1ВН коэффициент, равный отношению тока возбуждения х.х. при номинальном напряжении к номинальному току возбуждения; R Ф -приведенное активное сопротивление одной фазы фидера; 1фр - реактивный ток узла без учета влияния на него СД; 1Н -номинальный ток СД; I Н - приведенный номинальный ток СД; и - питающее напряжение системы электроснабжения; КЭ - экономический эквивалент реактивной мощности.

Из уравнений (2) видно, что при увеличении реактивной мощности СД потери в самом двигателе нарастают, а в фидере и энергосистеме уменьшаются. При некотором оптимальном значении О, суммарные потери в узле нагрузки будут минимальными. Решая относительно О, уравнение dДРZ / da = 0, определим оптимальную загрузку СД по реактивной мощности аспт из условия минимума суммарных потерь в узле нагрузки:

(З)

aorn

иКЭ^н + З* 10 ЗR0^p^ -(aPCCH +AFXXH )uXa -АРвНК2ВОи2Xd

ССН +АРХХН )х 2a +APMCH +APKЗн + З* 10 З R012Н )»ифн

(аРвнК 2 воХ 2 d +(АР,

+ AP^ + AРф + AРэ,

кВт

(1)

где АРе - суммарные потери в узле нагрузки; ЛРМЕХ -механические потери в СД на трение и вентиляцию; АРв -потери в меди обмотки возбуждения СД; АРмс - основные потери в меди обмотки статора; АРсс - основные потери в стали статора; АРхх , АРкз - добавочные потери х.х. и к.з.; АРф - потери в питающем фидере, АРэ - потери в разветвленной части энергосистемы.

Отдельные составляющие потерь можно выразить через их номинальные значения, а также конструктивные и эксплуатационные параметры СД и системы электроснабжения так [5]:

Армех =Армехн

Как видно из последней формулы, ООпТ зависит от потребляемой узлом нагрузки реактивной мощности, параметров СД и системы электроснабжения и может изменяться в широких пределах. Практическое значение О спт ограничивается диапазоном от ОМин до ОМАКс. Значение ОМИН определяется из условия устойчивой работы СД, ОМАКС - из условия допустимой нагрузки статора по нагреву в виде:

-Уй_272Вмй^--~/в'2("^К_2ВО"(Г+Х^^й_^Н^)_ и3Кво

uKBOXdSin Рн

а

л/l - P2Cos 2Рн

(4)

(5)

АРВ = АР

ВН

К

во + p 2u

2(2

+

+ aXdSinф н )2

во (l + XdSin(Pн)2 )

2 (l - К 2

(p Cos ф н + a Sin ф н ^

(2)

2

2

ДРМС = ^PMCH

ДРСС = ДPCCH (u + XaaSin(PH )'

^PXX = ДPXXH (u + XaaSin($H )

ДРКЗ =ДРКЗН (p2Co52ФH + tt2Sin2ФH)

ДРф = 3Rф (I0F — aIH Sin cpH )210 -3

ДРЭ = V3UK Э (1ФР — aI'HSin pH ) где p = Р/РН, = Q/QH — относительные нагрузки статора

соответственно по активной и реактивной мощностям; cos фН — номинальный коэффициент мощности двигателя; xd — сопротивление двигателя по продольной оси; ха -сопротивление рассеяния; u - относительное значение

Sin pH

где минимальный ток возбуждения 1ВМИН определяется с учетом перегрузочной способности СД, минимального уровня напряжения в сети и максимального значения статической нагрузки.

При значительной реактивной мощности, потребляемой узлом нагрузки значение ttonT, вычисленное по формуле (3) может выйти из диапазона ограничений и тогда приближения к минимуму суммарных потерь можно достичь за счет максимально возможной по условию нагрева загрузки двигателя реактивной мощностью. Нагрев СД определяется его потерями: если суммарные потери в двигателе не превышают номинальные, двигатель перегреваться не будет. Выражение для определения реактивной мощности, располагаемой СД с учетом текущих значений активной нагрузки на валу и напряжения в распределительной сети получено из условия равенства потерь в двигателе их номинальным значениям из уравнения А + В X Р2 + с x a2 + d x а = 0 в виде:

(I

І В / I E

-LO $

1

a =

-D + 7D2 -4*C*(A + B*p2;

2 *C

где

(6)

A = APMEXH +(aPCCH + APXXH )u2 +APBHK2BOu4 - APH B =(APMCH +APKЗн )Cos2фH +APBHu 2[l - K2BO (l + XdSinф)2 ] C = (APMCH +APKЗн фн +

+ (aPcch + APxxh X 2 a Sin2 ф н + APbhK 2 boX 2 dSin 2ф D = (APcch + APxxh )2uXaSiифн + APbhK bo 2u XdSinф

(7)

Зависимость реактивной мощности, генерируемой ОД от колебаний активной нагрузки на валу при различном уровне питающего напряжения для параметров шахты «Котинская» приведены на рисунке 2, а. наглядно видно, что при изменении нагрузки на валу ОД и напряжения на его зажимах уровень генерируемой реактивной мощности значительно колеблется.

Загрузка CД реактивной мощностью определяется величиной тока возбуждения, который может быть вычислен по формуле [5]:

Ib ............... “ - ■■+ XdS

I

JK 2 bo (u 2 +<aXdSinq>) +p2u 2 (l - K 2 bo (l + X dSintyf')

BH

a (8)

Зависимость тока возбуждения ІВ от a, p и u представлена на рисунке 2, б.

Рис 2. а - график зависимости реактивной мощности СД от активной нагрузки на валу; б - график зависимости тока возбуждения СД от активной нагрузки на валу

На основе проведенного анализа можно сделать вывод, что регулирование возбуждения СД ВГП в условиях нестационарности шахтных питающих и вентиляционных сетей является многокритериальной задачей, для решения которой требуется оперативная обработка большого количества информации. В этих условиях актуальным является создание микропроцессорной системы управления ГВУ, способной на основе информации от соответствующих датчиков и заложенных алгоритмов эффективно регулировать

возбуждение СД, изменять производительность ВГП

поворотом ЛРК на ходу, а также управлять рядом других вспомогательных механизмов и систем. Фрагмент блок -схемы подобного алгоритма, определяющей значение тока возбуждения СД ВГП для обеспечения минимума

суммарных потерь электроэнергии в узле нагрузки

представлен на рис. 3.

На основе измеренных текущих значений реактивного тока фидера, напряжения в системе электроснабжения и загрузки СД по активной мощности в блоке 3 вычисляются значения О, ООПТ, ОМИН, ОМАкС. Если в данном режиме работы СД может генерировать реактивную мощность, достаточную для обеспечения минимальных суммарных потерь в узле нагрузки (блоки 5 и 6), то вычисленное значение О, проверяется на условие неперегрева обмотки статора и обеспечения устойчивости двигателя (блоки 7 -10). Если СД не может

полностью скомпенсировать реактивную мощность, потребляемую узлом нагрузки (блоки 4, 6), то далее в блоках 7 - 10 проверяется максимально возможный уровень

реактивной мощности. Значение О, выбранное на основе упомянутых условий и ограничений определяет уровень тока возбуждения, который рассчитывается в блоке 11.

Рис 3. Фрагмент блок - схемы алгоритма управления возбуждением

СД

Следовательно, в зависимости от реактивной мощности, потребляемой электроустановками узла нагрузки возможна полная либо частичная компенсация реактивной мощности с

помощью СД ВГП.

Исследования по обоснованию закона регулирования возбуждения СД позволяют сделать вывод, что для шахтных электрических сетей оптимальная загрузка СД ВГП по реактивной мощности из условия

минимума суммарных потерь в узле нагрузки в основном находится в

пределах максимальной загрузки двигателя по нагреву. Этот вывод

справедлив для большинства шахт Кузбасса, однако в случае установки большого числа мощных синхронных электродвигателей шахтных машин и механизмов в расчетах необходимо учитывать их влияние на уровень реактивной мощности в узле нагрузки.

Таким образом, регулирование поворотом на ходу ЛРК осевых ВГП с приводным СД при автоматизации проветривания шахт позволит снизить электропотребление на вентиляцию (за счет снижения расхода воздуха) в

среднем на 30 %, получить дополнительную экономию электроэнергии (за счет снижения потерь в узле нагрузки) в среднем на 7 %, а также улучшить качество

электроснабжения потребителей. Внедрение АСУ проветриванием позволит существенно улучшить воздухораспределение в шахте, значительно повысит безопасность горных работ и снизит себестоимость добываемого полезного ископаемого.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

5. Першин Ю. С., Першина Л. М. Расчет оптимального режима работы синхронного двигателя. Электричество, № 9, 1981 г., с. 30 - 33.

1. Петров Н.Н. Пономарев П.Т. Сергачев А.Н. Исследование путей снижения энергопотребления на вентиляцию шахт // ФТПРПИ 1996, № 6

2. Голоднов Ю. М. Собственные нужды

тепловых электростанций. М.,

Энергоатомиздат, 1991.

3. Гимельшеин Л.Я., Фреидлих И.С. Повышение надежности шахтных вентиляторов. М.: Недра, 1978.

4. Винославский В. Н. Регулирование напряжений в шахтных осветительных сетях. Известия вузов. Горный журнал № 5, 1985 г.

Зедгенизов Дмитрий Владиленович — мл. научный сотрудник, Институт горного дела Сибирского отделения РАН, Г. Новосибирск.