авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |

«ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ МОЛДОВЫ УДК 621.791 КИСЕЛЕВ ЮРИЙ ЯКОВЛЕВИЧ ИССЛЕДОВАНИЕ И РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИИ И ...»

-- [ Страница 4 ] --

Рис. 3.28. Изменение напряжения на промежутке "дуга-сопло" в зависимости от тока рабочей дуги (1), расхода плазмообразующего воздуха (2), диа метра сопла (3), длины цилиндрического участка сопла (4) и расстояния от среза сопла до металла (5) На рис.3.30 показано влияние режимных и конструктивных параметров на сопро тивление промежутка "дуга-сопло". С увеличением рабочего тока от 150 А до 350 А со противление промежутка снижается от 125 Ом до 75 Ом. Это происходит вследствие увеличения диаметра столба дуги с ростом тока, что приводит к уменьшению промежутка "дуга-сопло". Кроме того, с ростом рабочего тока интенсивнее прогревается слой присте ночного воздуха, и в нем повышается концентрация заряженных частиц. Уменьшение изоляционного слоя и увеличение в нем заряженных частиц вызывает снижение сопротив ления промежутка.

Увеличение расхода плазмообразующего воздуха от 0,42 г/с до 1,66 г /с, наоборот, приводит к росту сопротивления промежутка от 75 Ом до 125 Ом. При увеличении расхо да воздуха улучшается изоляция столба дуги от стенок канала, уменьшается концентрация заряженных частиц, что способствует росту сопротивления промежутка. Аналогичные условия возникают и при увеличении диаметра сопла. Так, например, при изменении диа метра сопла от 3,5 мм до 5 мм сопротивление промежутка возрастает от 75 Ом до 105 Ом.

Рис.3.29. Ом-амперные характеристики промежутка "дуга-сопло" при разных значениях: а - тока дуги, А: 1 - 200, 2 - 250, 3 - 300, 4 - 350, 5 - 400;

б - расхода плазмообразующего воздуха, г/с: 6 - 0,42, 7 - 0,73, 8 -1,25;

в - диаметра сопла, мм: 9 - 3,5, 10 - 4, 11 - 4,5, 12 -5;

г - длины цилиндрического участка сопла, мм:

13 - 6, 14 - 9, 15 -12, 16 - 15;

д - расстояния от среза сопла до металла, мм: 17 10, 18 -15, 19 - 20, 20 - При увеличении длины цилиндрического участка сопла от 3 мм до 12 мм электри ческое сопротивление промежутка уменьшается от 135 Ом до 90 Ом, что обусловливается увеличением поверхности, через которую протекает несамостоятельный разряд. И, нако нец, при увеличении расстояния от среза сопла до изделия в пределах (5 – 25) мм сопро тивление промежутка "дуга-сопло" уменьшается от 135 Ом до 65 Ом.

Рис. 3.30. Изменение сопротивления промежутка "дуга-сопло" в зависимости от рабочего тока дуги (1), расхода плазмообразующего воздуха (2), диамет ра сопла (3), длины цилиндрического участка сопла (4) и расстояния от среза сопла до металла (5) Важным параметром при рассмотрении вопроса двойного дугообразования являет ся потенциал соплового электрода режущего плазмотрона относительно разрезаемого изделия. Обычно режущий плазмотрон работает в установившемся режиме при разомкну том контакте РМ (рис.3.26) в цепи дежурной дуги. В этом случае сопловой электрод приобретает потенциал некоторой точки столба дуги, находящегося по оси канала сопла.

Поэтому величина потенциала соплового электрода также зависит от режимных и конст руктивных параметров режущего плазмотрона (рис.3.31).

Наибольшее влияние на потенциал сопла оказывает расстояние от плазмотрона до разрезаемого изделия или, другими словами, изменение длины наружного участка режу щей дуги. Так, например, при увеличении расстояния от среза сопла до металла от 5 мм до 25 мм потенциал возрастает oт 50 В до 110 В. Причем, эта зависимость практически линейна.

Рис. З.З1. Изменение потенциала сопла в зависимости от тока дуги (1), расхода плазмообразующего воздуха (2), диаметра сопла (3), длины цилиндрического участка сопла (4) и расстояния от среза сопла до металла (5) В меньшей степени проявляется влияние других режимных и конструктивных параметров плазмотрона. Увеличение расхода плазмообразующего воздуха и длины цилиндрического участка сопла вызывает повышение потенциала, а рост рабочего тока и диаметра сопла снижает потенциал. Причем, в исследованном диапазоне изменения этих величин, потенциал сопла относительно разрезаемого металла изменялся в пределах, не превышающих ± 10 В.

Выводы 1. Предложен новый вид режущего плазмотрона, имеющего цилиндрический с дном медный электрод, благодаря чему устраняется его избирательность по отношению к полярности горения дуги, числу запусков в работу и составу плазмообразующего газа, а также обеспечивается возможность увеличения электрической мощности.

2. Мощность режущего плазмотрона является функцией его режимных и конструк тивных параметров. По результатам экспериментальных исследований построена матема тическая модель мощноcти в виде уравнения регрессии, раскрывающая взаимосвязь между мощностью и основными входными параметрами плазмотрона.

3. Напряжение режущей дуги в плазмотроне с медным электродом на 20-40 % выше, чем в плазмотронах с термохимическими катодами. Это, с одной стороны, вызыва ет соответственно повышение мощности, а с другой - для обеспечения устойчивости горения дуги, требует более высокого напряжения холостого хода источника питания.

4. Полиномиальная модель напряжения режущей дуги показывает, что наибольшее влияние на напряжение оказывает расход плазмообразующего воздуха, диаметр и длина соплового канала, а также расстояние от плазмотрона до разрезаемого металла. Величина тока режущей дуги, особенно в диапазоне 250 - 400 А и более, практически не влияет на напряжение.

5. Удельная плотность мощности на срезе сопла плазмотрона достигает значений (5-10) кВт/мм2 и существенно зависит от диаметра сопла, тока дуги и расхода плазмообра зующего воздуха.

6. Напряженность электрического поля режущей дуги на разных ее участках существенно отличается. В канале сопла она наибольшая и в зависимости от влияющих факторов изменяется в пределах (50-80) В/см.

7. Тепловой к.п.д. режущего плазмотрона с медным электродом составляет 0,8 - 0,87 и наиболее существенно зависит от расстояния между плазмотроном и разрезае мым металлом, полярности горения дуги, диаметра внутренней полости электрода, длины канала сопла и расхода плазмообразующего воздуха.

8. Удельная энтальпия режущей дуги находится в пределах (30 - 100) кДж/г и возрастает с увеличением тока дуги и уменьшением расхода плазмообразующего воздуха.

9. Полный напор плазменной режущей дуги достигает (10 - 80) кПа. Для его увеличения необходимо уменьшать диаметр сопла, а также повышать ток дуги и расход плазмообразующего воздуха. Полный напор возрастает по мере приближения к срезу сопла.

10. Скорость потока плазмы режущей дуги находится в пределах (1,5 - 4)·103 м/с и изменяется приблизительно аналогично напору.

11. Диаметр потока плазмы режущей дуги зависит, в первую очередь, от диаметра и длины сопла, расхода плазмообразующего воздуха, тока дуги и расстояния от среза сопла. При оптимальных режимах он равен 1,4 - 1,6 от диаметра сопла на расстоянии мм от среза сопла.

12. Регрессионная модель удельной эрозии медного электрода раскрывает интен сивность влияния режимных и конструктивных параметров плазмотрона на величину эрозии. Установлено, что наибольшее влияние оказывают полярность горения дуги, величина рабочего тока, число витков соленоидной катушки, расход воздуха и геометри ческие параметры разрядной камеры. При обратной полярности горения дуги удельная эрозия в два раза меньше, чем при прямой, 13. Выявлено, что на удельную эрозию медного электрода существенное влияние оказывает геометрия его дна. Наименьшая эрозия обеспечивается при наличии по оси дна остроконечного выступа с плавным переходом к цилиндрической поверхности внутрен ней полости электрода.

14. Предложен новый подход к объяснению процесса двойного дугообразования, согласно которому определяющую роль играет ток утечки в промежутке между столбом дуги и стенками сопла. Выявлено, что двойная дуга возникает при увеличении тока утечки до 1 А. Рассмотрена взаимосвязь между током утечки и конструктивными и режимными параметрами плазмотрона, а также пути предотвращения двойного дугообразования.

ГЛАВА 4. ИССЛЕДОВАНИЕ СИСТЕМ ПИТАНИЯ РЕЖУЩИХ ПЛАЗМОТРОНОВ 4.1. Режущая дуга, как элемент электрической цепи питающей системы Как показано в предыдущей главе, режущая дуга отличается существенно неоднородными условиями по длине дугового столба: внутри разрядной камеры, в канале сопла, между срезом сопла и поверхностью металла, внутри полости реза (рис.3.10).

Причем горение дуги сопровождается многообразием сложных взаимосвязанных физических явлений: электромагнитных, тепловых, химических, газодинамических и т.д.

В этой связи аналитическое описание режущей дуги является весьма сложным, и наиболее целесообразно ее исследовать экспериментальным методом.

Режущая дуга, как элемент электрической цепи, характеризуется, прежде всего, взаимосвязью тока и напряжения, т.е. статическими и динамическими вольт-амперными характеристиками.

Статические вольт-амперные характеристики режущего плазмотрона исследованы в предыдущей главе (рис.3.7) и достаточно точно описываются полиномиальной моделью (3.8). В диапазоне рабочих токов от 150 А до 350 А и более напряжение изменяется лишь на (7 - 12)%, а в диапазоне наиболее часто встречающихся на практике рабочих токов от 250 А до 400 А - (3-6)%. Такое незначительное изменение рабочего напряжения при изме нении тока дает основание рассматривать в установившемся режиме режущую дугу в схеме замещения электрической цепи питающей системы как источник напряжения.

Динамические характеристики режущей дуги важны для анализа переходных процессов в питающей системе. При больших скоростях изменения тока тепловое состояние дуги может не успевать изменяться соответственно, поэтому напряжение и проводимость зависят не только от тока, но и от скорости его изменения. С другой сторо ны, инерционные свойства режущей дуги определяются ее инерционной постоянной.

Выполненными экспериментами /102/ установлено, что постоянная времени режущей дуги плазмотрона с медным электродом находится в пределах (0,5 – 1,25)·10-6 с.

Учет инерционности дуги при математическом описании переходных процессов в питающей системе с точностью +10 % необходим лишь при скоростях изменения тока в цепи более 10 А/с, которые в реальных источниках питания не могут иметь места.

Поэтому в дальнейших исследованиях режущая дуга рассматривается в схеме замещения как безинерционный элемент.

4.2. Исследование процессов в питающей системе с конденсаторами 4.2.1. Общие положения Для упрощения математического описания процессов в конденсаторном источнике питания, представляющем собой трехфазный мостовой выпрямитель с емкостным балластом, обеспечивающим крутопадающую вольт-амперную характеристику /2/, принимаются следующие допущения:

1) система питающих напряжений симметрична и амплитуда напряжений не зависит от нагрузки;

2) вентили считаются идеальными, т.е. в открытом состоянии их сопротивление равно нулю, а в закрытом - бесконечности;

3) режущая дуга вводится в схему замещения источником неизменного напря жения;

4) элементы силовой цепи, кроме вентилей, являются линейными.

Напряжения в фазах описываются уравнениями uA = Umsin;

uB = Umsin( – 2/3);

uC = Umsin( + 2/3), (4.1) где Um - амплитуда фазных напряжений, - угол, зависящий от круговой частоты и времени t, = t.

Анализируемые величины для упрощения выражаются в относительных едини цах. Приняв за базисную величину Um, фазные напряжения в относительных единицах примут вид uA = sin;

uB = sin( – 2/3);

uC = sin( + 2/3). (4.2) Характер изменения фазных и линейных напряжений, фазных токов, выпрямленных напряжения и тока, а также значения их параметров обусловливаются параметрами элементов питающей системы и величиной рабочего напряжения дуги u.

В зависимости от величины u возможны четыре режима работы выпрямителя /65/.

Первый режим наблюдается при очень малых его значениях, когда на коммутационном интервале открыты одновременно три вентиля (режим 3-3), Во втором режиме (3-2) при больших значениях u наблюдается чередование интервалов трех- и двухфазной работы выпрямителя. В третьем режиме (2-2) при еще больших величинах u имеет место только поочередная работа двух фаз без прерывания тока. Наконец, в четвертом режиме, когда значение u близко к напряжению холостого хода, интервалы двухфазной работы чередуются с перерывами протекания тока (режим 2-0).

Рассмотрим вначале наиболее простую систему питания, характеризующуюся только емкостным сопротивлением в цепи переменного тока.

4.2.2. Анализ процессов по упрощенной схеме замещения В дополнение к принятым в предыдущем параграфе допущениям примем следующие упрощения:

1) активные сопротивления элементов трехфазной цепи и цепи выпрямленного тока равны нулю;

2) индуктивные сопротивления элементов трехфазной цепи и цепи выпрямленного тока равны нулю.

Схема замещения источника питания с режущей дугой с учетом указанных допущений приведена на рис 4.1,а. Также приведены векторные диаграммы напряжений (рис.4.1,б) и токов при трехфазной (рис.4.1,в) и двухфазной (рис.4.1,г,д,е) работе. Причем в последнем случае векторные диаграммы токов могут принимать различный вид в зависимости от того, какие фазы работают в данный момент времени.

Для рассматриваемой трехфазной системы токов и напряжений справедливы следующие соотношения } uA + uB + uC = 0;

(4.3) uAB + uBC + uCA = 0;

iA + iB + iC = 0.

Здесь uA, uB, uC - фазные напряжения, uAB, uBC, uCA - линейные напряжения;

iA, iB, iC - токи в фазах.

Рис. 4.1. Схема замещения (а) источника питания с конденсаторами в фазных цепях и векторные диаграммы напряжений (б) и токов при трехфазной (в) и двухфазной (г, д, е) работе Интегрируя третье соотношение из (4.3) по, получим i d + i d + i d = C (u CA + UCAo + uCB + UCBo + uCC + UCCo) = 0, (4.4) A B C 0 0 где uCA, uCB, uCC;

UCAo, UCBo, UCCo - мгновенные и начальные значения напряжений на конденсаторах.

Полагая, что до включения конденсаторы были разряжены, т.е.

UCAo = UCBo = UCCo = 0, имеем uCA + uCB + uCC = 0. (4.5) Режим 3 - 3.

Анализ процессов в питающей системе начнем с режима работы выпрямителя при протекании тока через три вентиля. На рис.4.2,а представлена схема замещения для данного случая.

Рис. 4.2. Схемы замещения источника питания с конденсаторами в фазных цепях при открытых трех (а), и двух (б) вентилях Уравнения, описывающие процессы в этой схеме, имеют вид } uA = uCA;

uB = uCB;

uC = uCC;

(4.6) u = 0.

Токи в фазах iA = puCA = cos ;

} iB = puCB = cos ( – 2/3) ;

(4.7) iC = puCC = cos ( + 2/3), где p = d /d - символ дифференцирования.

Токи в фазах также выражены в относительных единицах. За базисный принят ток Im = Um/Xc = CUm.

Режим 3 - 2.

В этом режиме происходит чередование протекания тока по трем и двум фазам (рис.4.2,а и 4.2,б). Схема 4.2,а соответствует интервалу времени, когда ток протекает через вентили 1,2 и 3. В этом интервале питающая система описывается уравнениями } uA = uCA + uF;

uB = uCB + uF;

uC = uCC + uH;

(4.8) u= uFH = uF – uH.

где uF, uH - напряжения между точками F, H и нейтралью О.

Просуммировав первые три уравнения (4.8) с учетом (4.3) и (4.5) и используя четвертое уравнение (4.8), получим uF = u /3 ;

uH = –2 u /3. (4.9) На рис.4.3,а показаны временные диаграммы фазных напряжений и кривые изменения напряжений полюсов выпрямителя uF, uH.

Начало коммутационного интервала соответствует углу 30, когда потенциал на аноде вентиля 3 становится положительным относительно UF и вентиль 3 открывается.

коммутационного интервала является угол 13 = /2, Концом когда ток в фазе А (рис.4,3,б) уменьшится до нуля и вентиль 1 закроется. Напряжение на емкостях в этот момент определяется из (4.8) uCA (13) = 1 – u /3;

uCB (13) = –1/2 – u /3;

uCC (13) = –1/2 + 2u /3. (4.10) Токи в фазах на коммутационном интервале описываются уравнениями (4.7).

На внекоммутационном интервале открыты вентили 2 и 3 (рис.4.2,б). Напряжения в схеме связаны выражением uB = uCB + uF;

} uC = uCC + uH. (4.11) Уравнения токов iA = 0;

iВ = – iC =p(uCB – uCC)/2 = (3/2) sin. (4.12) Напряжения на емкостях с учетом граничных условий (4.10) выразятся uCA = 1 – u/ } uCB = – (3/2) cos – u/3 – 1/2;

(4.13) uCC = (3/2) cos +2u/3 – 1/2.

Рис. 4.3. Временные диаграммы напряжений (а), фазных токов (б) и выпрямленного тока (в) для режима 3- Напряжения полюсов выпрямителя относительно нейтрали трансформатора uF = uB – uCB;

uH = uC – uCC. (4.14) Начало очередного коммутационного интервала соответствует углу 40, при котором откроется вентиль 4. Конец интервала определяется моментом прохождения тока ic через нуль и закрытием вентиля 2. Этому моменту соответствует угол 23 = 7/6.

В течение коммутационного интервала питающая система описывается уравнениями } uA = uCA + uH;

uB = uCB + uF;

uC = uCC + uH;

(4.15) u = uF – uH.

Просуммировав первые три уравнения с учетом (4.3) и (4.5) и используя четвертое уравнение (4.15), получим uF = 2u /3 ;

uH = – u /3. (4.16) Таким образом, потенциалы полюсов выпрямителя относительно нейтрали в двух соседних коммутационных интервалах отличаются на u/3. Переход от одного значения потенциала к другому происходит во внекоммутационный интервал по синусоидальной кривой.

Токи в коммутационный интервал описываются уравнениями (4.7). Для опреде ления начала коммутационного интервала находим угол 40, используя первое уравнение из (4.15), подставив в него uCA, uH. Величина напряжения на конденсаторе в начале UCA коммутационного интервала равна напряжению в конце предыдущего коммутацион UCA ного интервала, поскольку во внекоммутационном интервале ток через емкосгь СА не протекает. Поэтому значение uCA определяется из первого уравнения системы (4.8) uCA = uA – uF = 1 – u /3. (4.17) Таким образом, получаем sin 40 = 1 – 2u /3. (4.18) Из этого трансцендентного уравнения находится угол 40 = arcsin (1 – 2u /3). (4.19) Как следует из рис.4.3, период повторяемости, включающий в себя сумму продолжительности коммутационного и внекоммутационного интервалов, составляет 40 – 30 = /3. (4.20) На рис.4.3,в показана временная диаграмма выпрямленного тока. Среднее значение выпрямленного тока на интервале повторяемости /3 выражается формулой 13 [(i +i )d + i d] = 3(1 – u /3)/.

Idcp = 3/ (4.21) A B B 40- /3 Продолжительность коммутационного и внекоммутационного интервалов опреде ляется относительным значением u. При u = 0, что соответствует режиму короткого замыкания, внекоммутационный интервал отсутствует, угол коммутации равен периоду повторяемости ( = /3) и ток в фазах синусоидален. Среднее значение выпрямленного тока Idcp = 3/.

По мере увеличения u возрастает продолжительность внекоммутационного и уменьшается продолжительность коммутационного интервалов. Угол коммутации уменьшается и при u = 3/4 становится равным нулю, а среднее значение выпрямленного тока Idcp = 9/4. Таким образом, интервал режима 3 - 2 находится в пределах 0 u 3/4.

Режим 2 - 2.

В этом режиме постоянно работают по два вентиля, причем их переключение с одной фазы на другую происходит скачком (рис.4.4), вследствие чего система уравнений (4.8) справедлива дискретно, только в моменты 30,40 и т. д. переключения вентилей.

Ввиду симметрии перезаряда конденсаторов в рассматриваемом режиме комму тационные условия, например, для = 40, будут следующими uCA (40) = uСМ;

uCB (40) = 0;

uCC (40) = – uСМ.. (4.22) Используя второе и третье уравнения системы (4.8) выразим uCA и uCC через uB, uC и u для момента = uCA(40) = uB(40) – uC(40) – u;

} uCB(40) = 0 ;

(4.23) uCC(40) = –uB(40) + uC(40) + u.

Полученные уравнения (4.23) позволяют выразить напряжения на емкостях фаз в интервале 13 - 40 в виде следующих формул } uCA(40) = uB(40) – uC(40) – u ;

uCB(40) = –(3/2) cos + (3/2) cos 40 ;

(4.24) uCC(40) =(3/2)cos –(3/2)cos 40+ u+ uC(40) – uB(40).

Угол 40 определяется из условия равенства нулю напряжения на вентиле 4, используя второе уравнение (4.8) sin (40 – 2/3) = 2u /3. (4.25) Рис. 4.4. Временные диаграммы напряжений (а), фазных токов (б) и выпрямленного тока (в) для режима 2 - Угол 13 определяется из равенства 13 = 40 – /3.

Среднее значение выпрямленного тока Idcp = (3/) iBd = (33/2)(1 – 4u2 /9). (4.26) Для определения границы режима 2-2 найдем условие, при котором величина тока в момент переключения тока из одной фазы в другую уменьшится до нуля. Поскольку ток изменяется по синусоиде, то этот угол равен. Согласно (4.25) углу 40 = соответствует значение u = (33)/4, а величина среднего тока Idcp = (33)/4. Таким образом, интервал режима 2-2 находятся в пределах 3/4 u (33)/4.

Режим 2 - 0.

При увеличении u до значений больше (33)/4 наступает режим прерывистого тока (рис.4.5). В этом режиме имеют место два интервала. На первом открыты два вентиля и протекает ток, а на втором интервале закрыты все вентили и ток равен нулю. Первый интервал заканчивается когда ток в фазе проходит через нуль, и, например, вентиль закрывается.

Рис. 4.5. Временные диаграммы напряжений (а), фазных токов (б) и выпрямленного тока (в) для режима 2 - Этот угол 23 не зависит от величины u и равняется. Следующий вентиль откроется при некотором угле 40. Длительность бестокового интервала равняется 40 –.

Как следует из рис.4.5, в каждой фазе ток протекает в виде двух последовательных одинаковых импульсов одного и того же направления. Однако в обратном направлении эти токи протекают по разным фазам.

Напряжение на фазных емкостях, например, в момент, соответствующий углу 23, может быть определено исходя из условия симметрии перезаряда конденсаторов uСМ = uCA = – uCC ;

uCB = 0. (4.27) Используя второе и третье уравнения системы (4.8) и (4.27), получим uCA = 3 – u ;

uCB = 0 ;

uCC = u – 3. (4.28) Напряжения на фазных емкостях в интервале от 23 до 40 выражаются уравнениями } uCA = 3 – u ;

(4.29) uCB = – (3/2) cos – 3 /2;

uCC = (3/2) cos – 3 /2 + u.

Угол 40 находится из выражения sin (40 – /6) = 1– 2u /3. (4.30) Среднее значение выпрямленного тока в режиме 2-0 на интервале повторяемости равно Idcp = 3/ iBd = (33/)(1 – u /3). (4.31) 40-/ Верхней границей этого режима является u = 3, при котором согласно (4.30) и (4.31) 40 = 4/3, а Idcp = 0.

Полученные для всех трех режимов работы питающей системы выражения среднего выпрямленного тока (4.21), (4.26) и (4.31) позволяют построить вольт-амперную характеристику (рис.4.6).

Рис. 4.6. Вольт-амперная характеристика выпрямителя с конденсаторами при отсутствии индуктивных и активных сопротивлений Значения выпрямленных напряжения и тока на границах рассмотренных режимов и на отдельных участках характеристики приведены в табл.4.1.

Таблица 4. Напряжения и токи на интервалах и их границах в относительных и именованных единицах Точки Напряжение Среднее значение выпрямленного тока и интер- в относит.

В в относит. единицах A валы. единицах L 0 0 3/ 3EmC / 1 0 u 3/4 0 u 3Em/4 3 (1-u/3) / 3EmC (1-u/3Em) / М 3/4 3Em / 4 9/4 9EmC / 3/4 u [(33) (1-4u2/9)] [(33) EmC (1 3Em/4 u (33)Em/ 2 (33)/ 4u2/9Em2)] / / N (33)/4 (33) Em/4 (33)/4 (33)9EmC / (33)/4 u 3 (33)Em/4 u Em3 (33) (1-u/3) / (33) EmC (1-u/Em3) / Р 3 Em3 0 На вольт-амперной характеристике представлены не только среднее значение выпрямленного тока, но и его максимальные и минимальные значения.

Для нахождения значения id и id min, рассмотрим временную диаграмму max выпрямленного тока для первого режима (рис.4.3). Из условия симметрии частота пульсаций выпрямленного тока в шесть раз выше частоты питающей сети, поэтому диаграмму достаточно рассмотреть на интервале повторяемости /3, содержащем участ ки трехфазной (30 /2) и двухфазной (/2 40) работы схемы { sin( + /6), при 30 /2, i d = – ic sin()3/2, при /2 40.. (4.32) Из диаграммы следует, что при /6 30 / id min = (3/2)sin(30 + /6), id max = 1;

(4.33) а при /3 30 / id max = sin(30 + /6);

id min = (3/2)sin(30 + /3). (4.34) Во втором и третьем режимах временные диаграммы выпрямленного тока совпадают с диаграммами фазных токов (рис.4.4, 4.5) и, в частности, для интервала 40 = 30 + /3 с током фазы В i d = i B = (3/2)sin. (4.35) Отсюда значения токов соответственно равны: для второго режима i d max = (3/2)sin 30 ;

i d min = (3/2)sin(30 + /3) (4.36) для третьего режима i d max = (3/2)sin 30 ;

i d min = 0.

Значения максимального и минимального выпрямленного тока на границах интервалов представлено в табл.4.2.

Таблица 4. Максимальные и минимальные значения выпрямленного тока на границах интервалов Максимальное значение тока Минимальное значение тока Точки в относит в относит.

А А единицах единицах L 1 EmC (3) /2 (3) EmC/ M (3) /2 (3) EmC/2 (3) /4 (3) EmC/ N 3/4 3 EmC/4 0 Р 0 0 0 Для оценки относительной величины пульсаций выпрямленного тока при максимальном и минимальном его значениях используем соответствующие коэффи циенты пульсаций тока /42/ k i+ = (i d max – I d cp) / I d cp;

k i– = (I d cp – i d min) / I d cp. (4.37) Графики зависимости коэффициентов k i+ и k i– от выпрямленного тока приведены на рис.4.7.

Выполненный анализ показывает, что конденсаторный источник электропитания режущей дуги отличается существенными пульсациями выпрямленного тока. Для снижения их величины в цепь выпрямленного тока необходимо включать индуктивность.

Рис. 4.7. Зависимость коэффициентов пульсаций от выпрямленного тока 4.2.3. Анализ процессов с учетом индуктивности в цепи выпрямленного тока В рассматриваемом случае кроме основных упрощающих допущений, указанных в п.4.2.1, принимается, что:

1) активные сопротивления элементов трехфазной цепи и цепи выпрямленного тока равны нулю;

2) индуктивные сопротивления элементов трехфазной цепи равны нулю.

На рис.4.8,а приведена схема замещения источника питания и режущей дуги.

Рис. 4.8. Общая схема замещения (а) источника питания с конденсаторами в фазных цепях и индуктивностью в цепи выпрямленного тока и его схемы замещения при открытых четырех (б), трех (в) и двух (г) вентилях В зависимости от u имеют место различные режимы работы выпрямителя, структура схемы замещения которого изменяется при открывании или закрывании очередного вентиля.

Режим 4 - Очевидно, что схема (рис.4.8,б) в которой открыты 4 вентиля, соответствует режиму короткого замыкания. Для этого режима справедливы соотношения (4.6) и (4.7).

Кроме того, режим характеризуется условием uFH = uF = uH = 0, (4.38) а выпрямленный ток находится из решения дифференциального уравнения xdpid + u = 0, (4.39) и равен i d = A1 – (u/xd ), (4.40) где xd - индуктивное сопротивление цепи выпрямленного тока, xd = L.

Сумма фазных токов будет отличаться от выпрямленного тока на некоторую величину i o = i d – (|iA | + |iB | + |iC | ) / 2. (4.41) Режим короткого замыкания переходит в трехфазный режим при i o = 0 и рi o 0. (4.42) Режим 3 - Составляя систему уравнений согласно второьу закону Кирхгофа для отдельных ветвей схемы замещения (рис.4.8, в) трехфазного режима, имеем } uA = uCA + uF;

uB = uCB + uF;

(4.43) uC = uCC + uH;

uFH = uF – uH = –xdpic + u.

Фазные токи могут быть найдены дифференцированием соответствующих напряжений на конденсаторах iА = рuСА /ХС;

iB = puCB /XC;

iC = puCC/XC, (4.44) где Хс - емкостное сопротивление фазной цепи, Хс =1/C.

Суммируя первые три уравнения (4.43), с учетом (4.3) и (4.5) имеем uH = – 2uF. (4.45) Из последнего уравнения (4.43) с учетом (4.44) и (4.45) получим дифференциаль ное уравнение схемы p2uCC + 312uCC/2 = 312uC /2 + 12u, (4.46) где 12 = ХС/ХL = 1/LC2.

Решением уравнения (4.46) является uCC = A1cos(a1) +B1sin(a1) +312sin( +2/3)/(312 – 2) +2u/3 (4.47) где a1 = 13/2, A1 и B1 - постоянные интегрирования.

Фазные токи iC = –A1a1sin (a1)+B1a1cos (a1)+312 cos(+2/3)/(31-2);

} iA = (3)cos( + /6) /2 – iC/2;

(4.48) iB = (3)cos( – 5/6) /2 – iC/2.

Трехфазный режим переходит в двухфазный при условии iA = 0;

piA 0. (4.49) В двухфазном режиме открыты два вентиля. Схема замещения (рис.4.8,г) описыва ется уравнениями uA = uCA + uF;

} uB = uCC + uH;

(4.50) uFH = uF – uH = – Lpic + u.

Отняв от первого уравнения второе и сложив с третьим, а также учитывая (4.44), получаем 2UCAC/ 12 = 2UCA/ 12 – 2U/ 12, P UCAC + (4.51) где uCAC = uCA - uCC.

Решением уравнения (4.51) является uCAC = A2cos(af) + B2sin(a1) + 2312sin( – /6)/(2 12 –1) – u, (4.52) где a1, A2, B2 - постоянные интегрирования.

Ток в цепи находится дифференцированием уравнения (4.52) id = A2a1sin(a1)/2 + B2a1cos(a1)/2 + 2312cos( – /6)/(212 – 1). (4.53) Условиями перехода из двухфазного в трехфазный режим являются uBF = 0;

puBF 0;

cos( + /6) id/3 (4.54) Условиями перехода из одного двухфазного режима к другому двухфазному uBF = 0;

puBF 0;

cos(+/6) id/3. (4.55) Режим 2 - 2.

В этом режиме справедливы уравнения (4.50) и (4.53). Верхней границей режима, т.e. условиями перехода к режиму прерывистого протекания тока являются id = 0;

pid 0. (4.56) Режим 2-0.

Поскольку в рассматриваемом режиме происходит чередование интервалов двухфазной работы с интервалом прерывания тока, то рассмотрим оба интервала отдельно. На интервале двухфазной работы система электропитания имеет схему замещения, приведенную на рис.4.8, в, и описывается уравнениями (4.50) - (4.53).

На интервале прерывания все вентили закрыты и ток не протекает. Напряжение между точками В и F, C и H отрицательно и изменяется по закону u = uBF + uCH = (uB – uCB) – (uC – uCC) – u = uBC + uCC – uCB – u. (4.57) Граничным условием, при котором интервал прерывания переходит в интервал двухфазной работы, является u = 0;

рu 0. (4.58) На рис.4.9 приведены временные диаграммы токов для различных режимов работы выпрямителя. Расчет выполнен на ЭВМ методом припасовки решений уравнений, описывающих работу выпрямителя с учетом индуктивности в цепи выпрямленного тока в различных режимах.. Границы зон различных режимов работы выпрямителя представ лены на рис. 4.10.

Среднее значение выпрямленного тока определялось методом численного интегрирования мгновенного значения тока 30 + / Idcp = 3/ idd. (4.59) Вольт-амперные характеристики, построенные по средним значениям выпрямлен ного тока при различных значениях параметра Хd/ХC, изображены на рис.4.11.

Рис. 4.9. Временные диаграммы токов в различных режимах: а) 3-4;

б) 3-2;

в) 2-2;

г) 2-2-0;

д) 2- Рис. 4.10. Зоны режимов работы питающей системы Рис. 4.11.Вольт-амперные характеристики при разных отношениях Xd/Xc :1 - 0;

2 - 0,2;

3 - Коэффициенты пульсаций выпрямленного тока при максимальном и минимальном мгновенных его значениях определены по формулам (4.37). Среднее значение коэффи циента пульсаций находилось из выражения Кi = (Ki+ + Ki)/2. (4.60) На рис. 4.11 приведены вольт-амперные характеристики при разных отношениях Хd/Х c.

Как следует из полученных результатов, включение в цепь выпрямленного тока индуктивности оказывает благоприятное влияние на все характеристики и параметры питающей системы.

Во-первых, зона прерывистых режимов уменьшается в 5-7 раз (рис.4.10), что существенно повышает устойчивость работы режущего плазмотрона.

Во-вторых, увеличивается крутизна вольт-амперной характеристики в диапазоне рабочих напряжений (рис.4.11), что улучшает стабильность и также повышает устойчи вость работы плазмотрона.

Рис. 4.12. Зависимость среднего коэффициента пульсации выпрямленного тока от индуктивности его цепи при разных значениях тока А:1 -100;

2 -150;

3 - 200;

4 - 250;

5 - И, наконец, уменьшаются пульсации выпрямленного тока (рис. 4.12), что также улучшает стабильность и повышает устойчивость работы плазмотрона.

На основании выполненных исследований можно считать оптимальной индуктивность в пределах от 10-3 Гн до 2·10-3 Гн.

4.2.4. Анализ процессов с учетом активных и индуктивных сопротивлений в фазных цепях и в цепи выпрямленного тока Упрощающие допущения в рассматриваемом случае соответствуют пункту 4.2.1, а схема замещения приведена на рис.4.13,а.

Анализ процессов в питающей системе начнем с режима 4-3, когда напряжение u близко к нулю и схема замещения (рис.4.13,б) характеризуется четырьмя открытыми вентилями, например, 1, 2, 3 и 4. При этом фазные цепи и цепь выпрямленного тока являются замкнутыми накоротко. Дифференциальные уравнения, описывающие схему, Рис.4.13. 0бшая схема замещения (а) источника питания и его схемы замещения при открытых четырех (б), трех (в) и двух (г) вентилях имеют вид p2uCA + 24puCA + 42uCA = 42Emsin;

p2uCB + 24puCB + 42uCB = 42Emsin( – 2/3);

p2uCC + 24puCC + 42uCC = 42Emsin( + 2/3);

(4.61) pid + Rd/Xdid = – u, где 4 = R/2ХL;

4 = XC/XL.

Решение уравнений (4.61) позволяет определить напряжения на фазных конденсаторах и выпрямленный ток uCA = A41exp(p41) + А42 ехр(p42) + N41sin + N42cos;

(4.62) uCB = A41exp(p41) + A42exp(p42) + N41sin( – 2/3) + N42cos( – 2/3);

uCC = A41exp(p41) + A42exp(p42) + N41sin( + 2/3) + N42cos( + 2/3);

id = A43exp(Rd/Xd) – u/Rd, где A41=(p42B41+B42)exp(–p41)/(p41–p42);

A42=(p41B41+B42)exp(–p42)/(p42–p41) N41=42(42–1)Em/(442+(42–1)2);

N42= –2442Em/(442+(42–1)2);

B41=N41sin40+N42cos40 –uCA(40);

B42= N42sin40+N41cos40+XCiA(40);

A43=(id(40)+u/Rd)exp(–40Rd/Xd);

p41= –4+(42–42);

p42= –4–(42–42).

Выражения для фазных токов могут быть найдены путем дифференцирования напряжений на емкостях согласно формуле i = puC/XC. Токи равны iA = (A41p41exp(p41)+A42p42exp(p42)+N41cos – N42sin) / XC;

(4.63) iB = (A41p41exp(p41)+A42p42exp(p42)+N41cos(–2/3) –N42sin(–2/3))/ XC;

iC= (A41p41exp(p41)+A42p42exp(p42) +N41cos(+2/3) –N42sin(+2/3))/XC.

При комплексных корнях характеристического уравнения, когда 4242 выраже ния для напряжений на емкостях и токов в фазах примут вид uCA =(1/4)(B42sin(4–440) + B414 sin(4–440–4))exp(–4+ 440)+ +N41sin+ N42cos;

uCB =(1/4)(B44sin(4–440) + B434 sin(4–440–4))exp(–4+ 440) + +N41sin(–2/3)+ N42cos(–2/3);

uCC = – ( uCA – uCB);

(4.64) iA = [(–4/4)(B42sin(4 – 440) + B414 sin(4 – 440 – 4))exp(–4 + 440) + (B42cos(4–440) + B41 4 cos(4 – 440 – 4))exp(–4 + 440) + N41cos – N42sin]/ XC;

iB= [(–4/4)(B44sin(4 – 440) + B434 sin(4 – 440 – 4))exp(– +440) + ( B44cos(4 – 440) + B41 4 cos(4 – 440 – 4))exp(–4 + 440) + N41cos( –2/3) – N42sin( – 2/3)]/ XC;

iC = – ( iA + iB);

id = A43exp(–Rd/Xd) – u /Rd.

В режиме, когда открыты три вентиля, например, 1, 2 и 3 (рис.4.13 в), система электропитания описывается следующими дифференциальными уравнениями p2uCC + 23puCC + 32uCC= 32 sin( +2/3) + 2 32(u/3);

(4.65) p2uCAB + 24p uCAB + 42uCAB = – 123 cos( +2/3), где 3 =(3R+2Rd)/2(3XL+2Xd);

32 = 3 XC/(3XL+2 Xd);

4 =R/2XL;

42 = XC/ XL;

uCAB = uCA – uCB.

Решения уравнений (4.65) позволяют найти выражения для напряжений на емкостях фаз uCC=A31exp(p31)+A32exp(p32)+N31sin(+2/3)+N32cos(+2/3) + 2 u/3;

uCAB = A33exp(p41)+A34exp(p42)+N33sin(+2/3)+N34cos(+2/3), (4.66) где A31 =((p42 B33+ B32)/(p31– p32)) exp(–p3130);

A32 =((p31B31+ B32)/(p31– p32)) exp(–p3230);

A33 =(( p42B33 + B34)/(p41– p42)) exp(–p4130);

A34=(( p41 B33+ B34)/( p42– p41)) exp(–p3130);

B31=N31sin(30+2/3) + N32cos(30 +2/3) – uCC(30) + 2 u/3;

B32=N32sin(30+2/3) + N31cos(30 +2/3) + XC iC (30);

B33=N33sin(30+2/3) + N34cos(30 +2/3) – uCAB(30);

B34=N34sin(30+2/3)+N33cos(30 +2/3) + XC iAB (30);

N31 = 32(32 – 1)/(4 42+(42 –1)2);

N32 = –2 3 3/(4 42+(42 –1)2);

N33 = –23 4 32/(4 42+(42 –1)2);

N34 = – 3 42(42 – 1)/(4 42+(42 –1)2).

Постоянные интегрирования А31, А32, А33, А34 - определяются при известных граничных условиях 30, uCC(30), uCAB(30), iC(30), iAB(30).

Угол 30 соответствует моменту открытия очередного вентиля 3. Корни харак теристических уравнений равны p31 = – 3 + (32 – 32);

p32 = – 3 – (32 – 32);

(4.67) p41 = – 3 + (42 – 42 );

p42 = – 4 – (42 – 42).

Выражения для тока iC и разности токов iAB = iA - iB определяются из соотношений iC = puCC/XC и iAB = puCAB/XC и имеют вид iC =(A31p31exp(p31)+A32 p32 exp(p32)+ N31cos(+2/3) – N32sin(+2/3))/ XC;

iAB =(A33p41exp(p41)+A34 p42 exp(p42)+ N33cos(+2/3) – N3sin(+2/3))/ XC. (4.68) Из соотношений (4.3) и (4.5) находятся выражения для определения напряжений на емкостях двух других фаз А и В uCA = (uCAB – uCC)/2;

uCB = – (uCAB + uCC)/2;

(4.69) а также токов в фазах А и В iA = (iAB – iC)/2;

iB = – (iAB + iC) /2. (4.70) При комплексных корнях характеристического уравнения выражения для напря жений и токов будут uCC =(1/4)(B32sin(3–330) + B31 3 sin(3–330–31)) exp(–3+ 330)+ +N31sin(+2/3)+ N32cos(+2/3) +2 u/3;

uCAB =(1/4)(B34sin(4-430) + B334 sin(4–430–31)) exp(–4+430) + +N33sin(+2/3)+ N34cos(+2/3);

uCA = (uCAB – uCC)/2;

uCB = – (uCAB + uCC)/2;

iAB =[(–4/4)(B34sin(4–430) + B344 sin(4–430–31)) exp(–4+430)+ +( B34cos(4–430) + B334 cos(4–430–32)) exp(–4+ 430)+ (4 71) +N33cos(+2/3) – N32sin(+2/3)]/ XC;

iC = [(-3/3)(B32sin(3–330) + B314 sin(3–330–31)) exp(–3+330) + +( B32cos(3–330) + B31 4 cos(3–330-31)) exp(–3+ 330)+ +N31cos( –2/3) – N32sin( –2/3)]/ XC;

iB = – (iAB + iC)/2;

iA = – (iAB + iC)/2;

id = – iC.

В режиме, когда открыты два вентиля, например 1 и 2 (рис.4.13,г), справедливо уравнение p 2uСАС + 22 p uСАС+ 22uСАС = – 223 cos ( –2/3) – 22 u. (4.72) Решение уравнения (4.72) имеет вид uСАС=A21exp (p21)+A22exp (p22)+N21sin (+2/3)+N22cos (+2/3) –u, (4.73) где 2=(2R+Rd)/ 2(2XL+Xd);

2 =2 XC/(2XL+Xd);

uСАС = uCA – uCC.

Здесь A21 =(( p21B21+ B22)/(p22+ p21)) exp(–p2120);

A22 =(( p22B21+ B22)/( p22+ p21)) exp(–p2220);

B21=N21sin(20–2/3)+N22cos(20 –2/3) –uCAC(20) – u ;

B22=N22sin(–2/3)-N21cos(20 -2/3) +2XC iA (20);

N21 = 232 22/(4 22+(22–1)2);

N22 = 322(22– 1)/(4 22+(22–1)2).

Постоянные интегрирования А и В определяются по заданным граничным условиям: 20, uCAC(20), iA(20).

Корни характеристического уравнения p21 и p22 равны p21 = – 2 + (22 – 22 );

p22 = – 2 – (22 – 22 ). (4.74) Выражение для тока фазы определяется из соотношения iA=puCAC/XC и имеет вид iA=(A21p21exp(p21)+A22p22 exp(p22)+N21cos(–2/3) – N22sin(–2/3))/2XC. (4.75) Если корни характеристического уравнения комплексные, то уравнения напряжений и токов имеют вид uCAC =(1/2)(B22sin(4–430) + B334 sin(4–430–31))exp(–4+430) + + N21sin( –2/3) + N22cos( –2/3) – u;

uCC = – (uCAC – uCB)/2;

uCA = (uCAC – uCB)/2;

iA=[(–2/2)(B21sin(2 – 220) + B220 sin(2 – 220 – 2))exp(–2 – 220) + ( B21cos(2 – 220) + B220cos(2 – 220 – 1))exp(– 2 + 220) + + N21cos( – 2/3) – N22sin( – 2/3)]/2XC;

(4.76) iC = – i A;

iB = 0 ;

id = iA.

Полученные выражения достаточно сложны и их использование для исследования режимов работы питающей системы и режущего плазмотрона возможно лишь с применением ЭВМ.

На рис.4.14 представлены временные диаграммы питающих напряжений (рис 4.14.а), а также токов в режимах 3-3 (рис.4.14,б) и 3-2 (рис.4.14,в).

Рис.4.14. Временные диаграммы напряжений (а) и фазных токов для режимов 3 - 3 (б) и 3 - 2 (в) Режим 3-3 наступает когда угол коммутации достигает значения, равного интерва лу повторяемости, т.е. значения /3. В этом случае длительность внекоммутационного интервала равна нулю. При закрывании первого вентиля фазы А одновременно открыва ется четвертый вентиль этой же фазы (13 = 40). Фазные токи имеют форму, близкую к синусоидальной.

При повышении напряжения u возникает режим работы 3 - 2, в кривых тока появляется внекоммутационный интервал, продолжительность которого зависит, в основном, от величины u и, в меньшей степени, от индуктивных и активных сопротивлений в цепи фазного и выпрямленного токов.

Дальнейшее увеличение u приводит к уменьшению продолжительности коммута ционного интервала, и при исчезновении последнего наступает режим 2-2.

Границы рассмотренных режимов, продолжительность коммутационных и внеком мутационных интервалов находятся в сложной зависимости от параметров питающей системы и определялись путем решения алгебраических трансцендентных уравнений численными методами с использованием ЭВМ.

На рис.4.15 приведены расчетная (2) и экспериментальная (3) вольт-амперные характеристики питающей системы с конденсаторами в фазах. Как следует из графиков, Рис. 4.15. Вольт-амперные характеристики: 1 - без учета R, Rd и X при Xd = 0,3 Ом;

2 - при R = 0,01 Oм;

X = 0,04 Oм;

Rd = 0,01 Oм и Xd = 0,3 Ом;

З – экспериментальная зависимость расхождения расчета с экспериментом не превышает 3 -5 %, что подтверждает высокую точность принятой математической модели. Там же представлена расчетная вольт амперная характеристика (1) без учета индуктивного и активного сопротивления в фазных цепях. Эта модель характеризуется погрешностью в пределах от 8 % до 10 %, что приемлемо для инженерных расчетов основных параметров питающих систем.

Для количественной оценки возникающих пульсаций на рис.4.16 приведены зависимости коэффициента отрицательных пульсаций от индуктивного сопротивления цепи выпрямленного тока и величины рабочего напряжения дуги режущего плазмотрона.

Здесь также подтверждается значительное уменьшение пульсаций тока при увеличении индуктивности цепи выпрямленного тока до 2·10-3 Гн.

Рис. 4.16. Зависимость коэффициента отрицательных пульсаций от Xd при разных значениях напряжения дуги, В: 1 - 90;

2 - 150;

3 - 210;

4 - 270;

5 - 330;

6 - 4.3. Исследование процессов в питающей системе с дросселями 4.3.1. Анализ процессов с учетом линейной индуктивности в фазных цепях При анализе питающей системы с дросселями в фазных цепях рассмотрим вначале более простой случай, когда включенные в фазные цепи индуктивности являются линейными. Кроме перечисленных ранее в п.4.1.1 общих допущений примем следующие упрощения:

1) активные сопротивления в фазных цепях и в цепи выпрямленного тока равны нулю;

2) индуктивное сопротивление цепи выпрямленного тока равно нулю.

Соответствующая принятым допущениям схема замещения питающей системы приведена на рис.4.17. В зависимости от величины u, как уже отмечалось ранее, возможны режимы непрерывного и прерывистого протекания тока.

Рис. 4.17. Схема замещения источника питания с линейной индуктивностью в фазных цепях В режиме, когда открыты три вентиля, например, 1, 2 и 3 система уравнений имеет вид uA – piA – uF = 0;

uB – piB – uF = 0;

uC – piC – uH = 0;

(4.77) uF – uH = uFH = u.

Просуммировав первые три уравнения и решив полученное уравнение совместно с четвертым уравнением системы (4.77), имеем uF = u/3;

uH = –2u/3. (4.78) Подставив (4.78) в (4.77), получаем piA =uA – u/3;

piB = uB – u/3;

(4.79) piC = uC + 2u/3.

Решение системы (4.79) имеет вид iA = – cos – u/3 +CA;

iB = – cos( – 2/3) – u/3 +CB;

(4.80) iC = – cos( + 2/3) +2u/3 + CC.

где СА, СВ, СС - постоянные интегрирования.

В режиме, когда открыты два вентиля, например 2 и 3, в соответствии со схемой замещения процесс протекания тока описывается уравнениями uB – piB – uF = 0;

uC – piC – uH = 0;

(4.81) uF – uH = u;

iB = – iC = id.

Вычитая из первого уравнения, второе, с учетом третьего получаем piB = (uB – uC – u)/2. (4.82) Решение (4.82) имеет вид iB = id = – 3sin/2 – u/2 + Cd, (4.83) где Сd - постоянная интегрирования.

Для нахождения постоянных интегрирования в (4.80) и (4.83) определим гранич ные условия. Начнем рассматривать процесс, например, с момента открытия третьего вентиля при открытых первом и втором, соответствующего углу 30 (рис.4. 18). Поскольку рассматриваемая цепь с индуктивностью, то для момента времени, соответствующего 30, значение piB = 0. Тогда согласно (4.79) uB(30) = uF = u/3. (4.84) Используя выражение (4.2), получим 30 = arcsin u/3 +2/3. (4.85) Рис. 4.18. Временные диаграммы напряжений и токов в питающей системе с линейной индуктивностью в фазах (режим 3-2) В момент времени, соответствующий 13, закрывается первый вентиль и комму тационный режим работы прекращается. Постоянные интегрирования СA,CB,СC находятся из граничных условий: iA(30) = iHK;

iB(30) = 0;

iC(30) = – iHK, где iHK – значение тока в фазе А в момент времени, соответствующий началу коммутации.

Тогда выражения фазных токов iA = – cos + cos30 + u (30 – ) /3 +iHK;

iB = – sin(–/6) + sin(30–/6)+u(30–) /3;

(4.86) iC = sin(+/6) – sin(30+/6) – 2u(30–)/3 – iHK.

Постоянная интегрирования Сd находится из граничных условий, соответствующих 13;

iB(13) = iKK, где iKK - значение выпрямленного тока в конце интервала коммутации.

Тогда выражение для тока при двух открытых вентилях на внекоммутационном интервале имеет вид iB = –3sin/2 + 3sin(30+)/2 – u(–30–)/2 + iKK, (4.87) где - угол коммутации, = 13 – 30.

Используя граничные условия iA(30 + ) = 0;

iB( + ) = iKK;

iB(30+/3) = iKK и уравнения (4.86), (4.87), можно определить значения iHK, iKK,.

iHK = 3sin30/2 – 3cos30/2 – u/3;

iKK = – sin(30 + – /6)+sin(30 – /6) – u/3;

(4.88) sin + 3cos – 2u/3 – 2u/3 + 3 = 0.

Среднее значение выпрямленного тока на интервале повторяемости, равном /3, в режиме 3-2 составляет 30 + 30 + / ] = 3/[( 3 –1/2)sin Idcp = 3/[(– iС)d + iBd 30 + (–3/2)cos30 + 30 30 + + (3/ –3 –1)sin(30 +) – 7 u 2/6 + u (+/6)/3] +(1–3 /) iKK + + (3 /4) iНК. (4.89) Максимальное значение выпрямленного тока и соответствующее ему значение м находится на интервале коммутации из условия pid = м = arccos 2u/3 + 5/6;

idmax = sin(м – 5/6) – sin(30 - 5/6) + 2u/3(30 – m) + iHK. (4.90) Минимальное значение выпрямленного тока соответствует концу интервала ком мутации и равно iKK.

Как следует из третьего уравнения системы (4.88) угол коммутации в режиме 3 - 2 зависит от напряжения u. Однако это уравнение справедливо лишь при углах ком мутаций /3. Исследования показали, что при значениях u (93)/4 угол коммутации остается неизменным и равным /3. В этом случае имеет место режим непрерывной работы трех вентилей (режим 3 – 3). Характер изменения фазных и выпрямленного токов в режиме 3 - 3 приведен на рис. 4.19.

Рис. 4.19. Временные диаграммы напряжений и токов в питающей системе с линейной индуктивностью в фазах (режим 3-3) В рассматриваемом режиме угол открывания третьего вентиля '30 совпадает с вентиля '63, угол углом закрывания шестого открывания четвертого вентиля '40 = '13 и т.д. Значения угла, соответствующего началу коммутации '30, и токов находятся, исходя из граничных условий: iA('30) = i'HK;

iB('30) = 0;

iC('30) = – iKK;

'40 – 30 = /3, '30 = 7/6 – arcsin(2u/9). (4.91) Равенство 30 = '30 = 5/6 справедливо лишь при значении u = 93/4, являющемся границей между режимами 3-3 и 3-2. C уменьшением u от этого значения угол 30 возрастает, что свидетельствует о задержке открытия вентиля на угол = '30 - 30. При u = 0 угол коммутации увеличивается до значения 7/6 (рис.4.20).

Рис. 4.20. Угловые характеристики системы питания с линейными индуктивностями в фазных цепях Значения токов в начале и конце коммутации i'HK = i'KK = – cos'30 – u/9. (4.92) Среднее значение выпрямленного тока '30+ / I'dср =(3/)idd = (3/2)[(/3 – 1) sin'30 +(/3–3)cos'30 –22u/27] + i'HK. (4.93) ' Максимальное значение выпрямленного тока находится из равенства pid = 0, i'dm = sin('m–5/6)–sin('30–5/6)+2u/3('30–'m) + iHK, (4.94) где 'm - угол, соответствующий максимуму выпрямленного тока, 'm = arccos(2u/3+5/6).

Минимальное значение выпрямленного тока равно значению тока в начале или конце коммутационного интервала i'HK.

При достижении напряжения значения равного 33/ имеет место режим 3 - 2, а при u 33/ - прерывистый режим 2-0.

На рис.4.21 показана вольт-амперная характеристика источника питания с линей ным индуктивным сопротивлением для среднего значения выпрямленного тока (сплошная линия) и его максимального и минимального значений (пунктирные линии). Как показали исследования, для получения достаточной крутизны вольт-амперной характеристики линейная индуктивность должна быть относительно большой, достигающей значений (5 - 8)·10-3 Гн, что делает малопригодным использование подобных систем питания.

Рис. 4.21. Вольт-амперные характеристики системы питания с линейными индуктивностями в фазных цепях 4.3.2. Анализ процессов в питающей системе с дросселями насыщения Общая схема системы питания с дросселями насыщения показана на рис.4.22. В каждую фазную цепь включены по два дросселя, соединенных встречно-последовательно.

Одна обмотка управления охватывает все магнитопроводы дросселей.

При анализе схемы с дросселями насыщения примем помимо основных упроща ющих допущений, отмеченных в п. 4.21, следующие дополнительные:

1) активные сопротивления фазных цепей и цепи выпрямленного тока равны нулю;

2) индуктивное сопротивление цепи выпрямленного тока равно нулю;

3) реальная кривая намагничивания сердечника дросселя аппроксимируется двумя отрезками прямой (рис.4.23);

4| индуктивность цепи управления равна бесконечности, и ток управления неизменен (режим вынужденного управления).

При анализе процессов в такой системе следует иметь в виду изменение сопро тивления дросселя при переходе его из ненасыщенного состояния в насыщенное.

Рис. 4.22. Принципиальная схема источника питания с дросселями насыщения в фазных цепях Рис. 4.23. Аппроксимация кривой намагничивания Магнитодвижущая сила (м. д. с), создаваемая током управления Fy = Iyy, (4.95) где Iу - ток управления;


у -количество витков обмотки управления.

Поскольку в каждой фазной цепи обмотка одного из дросселей включена встречно, а другая - согласно, то дроссель, в котором м.д.с. обмотки управления складывается с м.д.с. рабочей обмотки, будет насыщен в течение всего полупериода изменения тока в рабочей обмотке, а дроссель, в котором м.д.с. обмотки управления вычитается с м.д.с. рабочей обмотки, в течение полупериода будет то в насыщенном, то в ненасыщенном состояниях. Соответственно этому, сопротивление фазной цепи либо равно некоторому значению, либо равно нулю.

Переход из насыщенного состояния в ненасыщенное происходит при условии рiрп = Iуу – Fк, (4.96) где р - число витков рабочей обмотки;

iрп – ток в рабочей обмотке;

Fк-результирующая м.д.с., соответствующая переходу магнитопровода из насыщенного состояния в нена сыщенное, и, наоборот (рис.4.23).

Ток в рабочей обмотке, соответствующий переходу магнитопровода из одного состояния в другое, определится из (4.96) Iрп = уIу /р – Iкр = у(Iу – Iку)/р, (4.97) где Iкр - ток в рабочей обмотке, соответствующий изменению состояния магнитопровода, при равенстве нулю тока управления, Iкр = Fк/р;

Iку - ток в обмотке управления, соответствующий изменению состояния магнитопровода, при равенстве нулю рабочего тока, Iку = Fк/р.

Начнем анализ процессов в питающей системы с режима 3-3, когда напряжение u относительно невелико и угол коммутации равняется периоду повторяемости /3. В момент открытия третьего вентиля и одновременного закрытия шестого вентиля, соответствующего углу 30 в фазе В ток проходит через нуль и оба дросселя насыщены током управления, следовательно, сопротивление этой фазы равно нулю. В фазах А и С один из дросселей насыщен, а другой - не насыщен. Схема замещения для этого режима приведена на рис.4.24,а, и соответствующие ей уравнения имеют вид uA = pi'A + uF;

uB = uF;

(4.98) uC = pi'C + uH;

uF – uH = u;

i'A + i'B + i'C = 0.

Решение дифференциальных уравнений (4.98) имеет вид i'A = – 3sin( + 2/3) + C'A;

i'B = – 3sin( – /6) – u + C'B;

(4.99) i'C = 3sin + u + C'C.

В некоторый момент времени, соответствующий углу, ток в рабочих обмотках дросселей фазы В достигнет переходного значения im, и один из дросселей перейдет в ненасыщенное состояние. Схема замещения для этого нового режима представлена на рис.4.24,б, а соответствующие ей уравнения uA = piA + uF;

uB = piB + uF;

uC = piC + uH;

(4.100) uF – uH = u;

iA + iB + iC = 0.

Решение уравнений (4.100) позволяет определить токи в фазах.

i"A = sin( – /2) – u/3 + C"A;

i"B = sin( – 7/6) – u/3 + C"B;

(4.101) i"C = sin( + /6) + 2u/3 + C"C.

Эти уравнения справедливы до некоторого момента времени соответствующего ", когда ток в фазе А уменьшится до значения iрп, и ненасыщенный дроссель перейдет в насыщенное состояние. Схема замещения для нового режима представлена на рис. 4.24,в, Рис. 4.24. Схемы замещения источника питания с дросселями насыщения, работающего в режиме 3- а система описывающих уравнений uA = uF;

uB = pi"'B + uF;

uC = pi"'C + uH;

(4.102) uF – uH = u;

i"'A + i"'B + i"'C = 0.

Токи в фазах i"'A = –3sin( + /2) – u + C"'A;

i"'B =3sin( + 2/3) + C'''B;

(4.103) i"'C = – 3sin( – 2/3) + u + C"'C;

При = 30 + /3 заканчивается интервал повторяемости, ток в фазе А проходит через нуль и начинается новый цикл.

Для определения постоянных интегрирования различных режимов воспользуемся следующими граничными условиями i'B(30) = 0;

i'B(') =iрп;

i"B(') = iрп;

i"B('') = i"'B ('');

i"'B(13) = iA'(30);

iA'(') = iA''(');

iA''(") = i рп;

iA'''(")= i рп;

iA''' (13) = 0. (4.104) Выражения для токов на соответствующих интервалах окончательно имеют вид i'A=3sin ( –/3) +cos" + sin (' +5/6) + 2 u/3 + iрп;

i'B =3 sin ( +5/6) – 3 sin ( 30 +5/6) + u (30 – );

i'С = – iА – iВ;

iА = sin( +/2) +cos" – u( – ')/3 + iрп.;

i''B = sin( –7/6) – sin(' –7/6) – u ( – ') /3 + iрп;

(4.105) i''C =– i''A – i''B;

i'''A = sin( –/2) – 3 sin(30 +/6) – u ( – 30 – /3);

i'''B = 3 sin( +/2) – cos" + sin(' – /6) – 2 u/3+ iрп;

i'"C = –i'"A – i'"B.

Условия (4.104) позволяют также определить значения углов 30, 1 и 2. В частности 30 = 7/6 – arcsin(2u/9). (4.106) Учитывая, что ' = 30 + 1 и пользуясь условием iB () = iрп, получим 3 sin(30 +1 + 5/6) – 3 sin(30 + 5/6) – 1 u – iрп = 0. (4.107) Считая уже известными углы 30 и 1, учитывая, что " = 30 + 1 + 2 и пользуясь условием i'"A(") = iрп, имеем - 3cos(30 + 1 + 2) – 3 sin(30 - /6) + u(/3 – 1 – 2) – iрп = 0. (4.108) На рис.4.25 приведены временные диаграммы фазных токов и выпрямленного тока.

РИС. 4.25. Временные диаграммы напряжений (а), фазных токов (б) и выпрямленного тока (в) для режима 3- Среднее значение выпрямленного тока ' " Idcp = 3/[(i'A+ i'B)d +(i"A+ i"B)d +(i"'A+ i"'B)d] = 3/[–3 sin(30 + /3) 30 ' '' + sin(' +/3) + sin" +2u (30 +1+ 2 /2)/3 – u (30 + /6)/3 – C C' 1 – CC"2 – C C"' (/3 – 1 – 2)], (4.109) C C' = – cos" –sin('–5/6) – 3 sin(30 – /6) – u( 30+ 2/3) – iрп ;

где C C" = – cos"+ sin('+/6) –3 sin(30 –/6)– u/3('+") –2 iрп ;

(4.110) C C"' = cos"– sin('+/6) –3 cos(30 –/3)+ u (2/3–30–/3) – iрп.

Максимальное значение выпрямленного тока на интервале повторяемости находилось из сравнения наибольших значений фазных токов во всех трех интервалах путем приравнивания производных токов нулю. Минимальное значение выпрямленного тока определялось по наименьшему его значению на границах интервалов.

С увеличением тока управления возрастает iрп, уменьшается угол 2 и одновременно увеличиваются углы 1 и 3 (рис. 4.26). При достижении некоторого значения iрп угол 2 становится равным нулю. Схема замещения источника питания для этого случая приведена на рис.4.27, а характер изменения кривых тока при больших значениях тока переключения показан на рис.4.28.

Границы режима работы 3-3 соответствуют 0 u 93/4. В этом диапазоне угол 30 уменьшается согласно (4.106) от 7/6 до 5/6, а полный угол коммутации = 1+2+ остается неизменным и равным /3.

При увеличении u до значений больших 93/4 наступает режим 3-2, в котором кроме трех коммутационных интервалов с углами коммутации 1, 2, 3 появляется внекоммутационный интервал, продолжительностью 4.

Система уравнений, соответствующая этим условиям имеет вид uB = pi""B + uF;

uC = p""iC + uH;

(4.111) uF – uH = u;

i""B = – i""C.

Рис. 4.26. Изменение углов коммутации 1 (а) и 2 (б) в зависимости от напряжения u при различных токах переключения iрп.:1 - 0,1;

2 - 0.5;

3 - Рис. 4.27. Схема замещения источника питания при 2 = 0 и больших значениях тока переключения Рис. 4.28. Временные диаграммы напряжений (а), фазных токов (б) и выпрямленного тока (в) для режима 3-3 при 2 = 0 и больших значениях тока переключения Выражение для токов на внекоммутационном интервале i""B = – i""C = 3sin(/2) – u/2 + C""B. (4.112) Для коммутационных интервалов справедливы уравнения (4.98 - 4.10З). Значения C""B, 30, 1,, 3 определяются из граничных условий для рассматриваемого режима i'B(30) = 0;

i'B(') = iрп ;

i"B(') = iрп ;

i"B('') = i"'B('');

i"'B(13) = iB(13);

iB(40) = i'A(13);

i'A(') = i''A(');

i''A('') = iрп ;

i"'A(13) =0. (4.113) Уравнения для токов на первых трех интервалах выражаются формулами (4.105), а на внекоммутационном интервале i""B = – i""C = –3(sin)/2 – u/2+ 3(cos13)/2– cos"+ sin('–/6) + u13/2 – u2/3 – iрп. (4.114) Угол коммутации 1 определится из граничного условия i'B(') = iрп, учитывая, что ' = 30+ 1;

3 sin(30 +1+ 5 /6) – 3 sin(30 +5/6) – 1 u – iрп = 0. (4.115) Угол коммутации 2 определится из условия (4.113), учитывая, что '' = 30 + 1 + 2 и считая известным 3sin(' +5 /6) – cos(' – 2)+4sin(''– /6) – u( /3 + 2 – 1) – iрп = 0. (4.116) Угол коммутации 3 находится из условия (4.113), учитывая, что '' = 30 + 1 + 2 + 3 и считая известными 1 и 3 cos(30 + 1 + 2) – 3cos(30 + 1 + 2 + 3) – u2+ iрп = 0. (4.117) Значение среднего выпрямленного тока определится за период повторяемости из выражения ' " 13 40 + / Idcp = 3/[(i'A+ i'B)d +(i"A+ i"B)d +(i"'A+ i"'B)d+i"''Bd] = 30 ' '' 3/[–3 sin(13 + /6)+ sin(' +/3) + sin" -3 sin(30 + /6) +2u ('+ 2//2)/3 + u(30 + /2) –u (230+/3)/3 – С С' 1 – CC"2 – C C"'3 – C C"'' (/3–)], (4.118) где Сс', Сс" и Сс'" аналогичны (4.110), а C с"" = sin(' + /6) – cos" + 3cos 13 /2 – 2u/3 + u13/2 + iрп. (4.119) Максимальное и минимальное значения выпрямленного тока определяются анало-гично указанному ранее.

При дальнейшем увеличении напряжения u режим 3-2 сменяется прерывистым режимом 2-0.

Построенные по средним, максимальным и минимальным значениям выпрямлен ного тока вольт-амперные характеристики для разных токов переключения представлены на рис.4.29. Как видно из графиков, вольт-амперные характеристики питающей системы с дросселями насыщения отличаются существенной крутизной и относительно малыми пульсациями рабочего тока. Последние с увеличением тока переключения возрастают, с ростом напряжения - уменьшаются. Таким образом, источники питания с дросселями насыщения без дополнительных устройств обеспечивают высокую устойчивость работы режущей дуги и возможность легкого регулирования рабочего тока.

Рис. 4.29. Статические вольт-амперные характеристики источника питания с дросселями насыщения при токе переключения iрп: 1 - 0,1;

2 - 0,5;

3 - 1,0;

4 -1, Выводы 1. Плазменная режущая дуга, как элемент электрической цепи, характеризуется малым изменением напряжения (3-12 %) в диапазоне рабочих токов от 150 А до 400 А.

Эта особенность позволяет рассматривать дугу в схеме замещения питающих систем при изучении установившихся режимов как источник напряжения.

2. Одним из наиболее простых и доступных для широкого применения на промышленных предприятиях источников электропитания режущих плазмотронов с медным электродом является конденсаторный.


3. Решение дифференциальных уравнений, описывающих процессы в конден саторном источнике питания при отсутствии индуктивных и активных сопротивлений, для токов и напряжений получено в аналитическом виде для режимов 3 - 2;

2 - 2 и 2 - 0.

Причем верхними границами этих режимов являются напряжения на дуге в относитель ных единицах, соответственно, 3/4;

33/4;

3 и средние значения выпрямленного тока 3/;

9/4;

33/4.

4. Конденсаторный источник питания без индуктивных сопротивлений характери зуется пульсациями тока в пределах от 5 % до 100 %, что затрудняет устойчивое горение режущей дуги. Поэтому для их уменьшения в цепь выпрямленного тока необходимо включать сглаживающий дроссель.

5. Установлено, что в источнике питания с конденсаторами при наличии сглажива ющей индуктивности в цепи выпрямленного тока имеют место кроме основных еще два особых режима: 3 - 4 и 2 – 2 - 0. Определены зоны режимов работы в зависимости от напряжения режущей дуги и относительной величины индуктивного сопротивления в цепи выпрямленного тока. С увеличением последней значительно расширяется зона режима 2 - 2 и сужается зона режимов 2 – 2 - 0 и 2 - 0.

6. С увеличением индуктивности в цепи выпрямленного тока от 0 до 2·103 Гн коэф фициент пульсаций тока уменьшается на один-два порядка. Дальнейшее увеличение индуктивности оказывает малое влияние.

7. При исследовании питающей системы с линейными дросселями в фазных цепях решение дифференциальных уравнений, описывающей процессы в ней, получено в аналитическом виде. Основными в этом случае являются режимы 3 - 3 и 3 - 2. Верхними границами этих режимов являются, соответственно, следующие значения напряжения режущей дуги: 93/4 и 33/.

8. Исследования источника питания с дросселем насыщения выполнены с учетом конечной величины индуктивного сопротивления, а, следовательно, наличием пульсаций выпрямленного тока. Определены основные закономерности изменения токов и напря жений в зависимости от параметров питающей системы, а также величины напряжения режущей дуги.

9. Установлено, что на коммутационном интервале существует три подинтервала, обу словленные переходом дросселей из насыщенного состояния в ненасыщенное и наоборот.

10. В источнике питания с дросселями насыщения пульсации тока относительно малы. Их значения не превышают 12 % от среднего значения тока.

11. Вследствие пульсаций вольт-амперные характеристики исследованных источни ков питания, построенные по мгновенным значениям напряжения и тока, графически представляют собой полосы, ширина которых зависит от величины индуктивного сопротивления в цепи выпрямленного тока.

ГЛАВА 5. РАЗРАБОТКА ОПЫТНЫХ И ПРОМЫШЛЕННЫХ УСТАНОВОК ПЛАЗМЕННО-ДУГОВОЙ РЕЗКИ МЕТАЛЛОВ 5.1. Разработка конструкций режущих плазмотронов с медными электродами 5.1.1. Выбор основных параметров и рекомендации по конструированию режущих плазмотронов При разработке конструкций режущих плазмотронов с медным электродом необхо димо учитывать, прежде всего, ряд требований, характерных для плазмотронов любого назначения:

1) надежность зажигания и стабильность горения плазменной дуги при требуемых по технологическим условиям режимах работы;

2) большой ресурс работы плазмотрона и особенно узлов, которые наиболее подвержены тепловому воздействию дуги;

3) надежность электрической изоляции токоведущих частей, находящихся под высоким потенциалом;

4) эффективность охлаждения элементов плазмотрона, подвергающихся воздей ствию больших градиентов температур;

5) простота конструкции и технологичность изготовления;

6) удобство в эксплуатации.

Кроме того, к режущим плазмотронам предъявляется ряд специфических требований, соответствующих особенностям технологии плазменной резки металлов.

Во-первых, необходимо обеспечить стойкость электродной системы окисляющему воздействию воздушной плазмы при большом количестве запусков. Это требование выполнено при использовании медных электродов, работающих в "холодном" режиме, а также при организации в разрядной камере оптимальной аэродинамики течения газа и наложении внешнего магнитного поля, усиливающих азимутальное перемещение радиального участка и пятна дуги.

Во-вторых, для режущего плазмотрона важен вопрос формирования потока плазмы, истекающей через сопловое отверстие, поскольку от параметров и формы потока зависит эффективность выплавления металла и удаления его из полости реза.

В-третьих, в связи с необходимостью замены быстроизнашивающихся деталей, плазмотрон должен легко разбираться и собираться без каких-либо сложных приспособлений.

В-четвертых, в процессе плазменной резки вырезку деталей часто требуется начинать с пробивки отверстий в металле, что приводит к интенсивному выбрасыванию расплавленных частиц в сторону плазмотрона. Для этого сопловой наконечник необходимо выполнять остроконусным, а подводящие шланги и кабели располагать с задней торцевой стороны плазмотрона. Кроме того, необходимость выполнения соплового наконечника остроконусным диктуется также удобством наблюдения за процессом резки и проведением резки под углом к поверхности металла.

И, наконец, менее значимые требования обусловлены особенностью крепления режущего плазмотрона на машине для его перемещения, подводом охлаждающей воды, плазмообразующего воздуха, силовой цепи тока и цепи дежурной дуги и др.

Разработка конструкции режущего плазмотрона выполняется на основе исходных данных, определяемых не только рассмотренными требованиями, но и технологическими и эксплуатационными особенностями применения плазмотрона в промышленных усло виях, к которым следует отнести:

- толщину и вид разрезаемого металла, а, следовательно, технологически необходимую мощность плазменной дуги и диапазон изменения этой мощности;

- параметры и возможный расход плазмообразующего газа и охлаждающей воды в питающей системе, - максимальный по технологическим условиям ресурс работы электродной системы;

- используемый источник питания и основные его характеристики;

- особые требования к охране труда при работе режущего плазмотрона в промышленных условиях.

Конструктивное оформление разрядной камеры плазмотрона, обеспечивающее оптимальное формирование и движение потока плазмообразующего газа, является одной из наиболее ответственных и сложных задач. Выполненные исследования аэродинамики течения газа в разрядной камере, а также опыт расчета плазмотронов для других технологических применений, позволяет сформулировать ряд практических рекомендаций по её конструктивной разработке.

Для улучшения формирования газо-вихревого потока перед его выходом во вну треннюю полость электрода из кольцевой полости между торцевыми поверхностями внутреннего и соплового электродов отношение ширины кольцевой полости к ее высоте должно составлять не менее 2:1 /126/.

Максимальное расстояние между торцевыми поверхностями внутреннего и соплового электрода обусловливается возможностью искрового пробоя этого промежутка с помощью осциллятора. Минимальная его величина принимается из условия недопусти мости электрического пробоя напряжением холостого хода источника питания с учетом попадания в промежуток продуктов разрушения медного электрода или мелких частиц вместе с плазмообразующим газом. Исследования показали, что межэлектродный зазор должен быть в пределах (1,5 - 2) мм.

Количество тангенциальных отверстий в завихрителе целесообразно принимать не менее трех и не более шести. Их расположение должно быть равномерным по окружности завихрителя. Длину отверстий следует выполнять не менее 3-4 калибров, что обеспе чивает хорошую направленность струй воздуха, выходящих в камеру завихрения.

В разрядной камере на пути движения вихревого потока плазмообразующего газа нельзя допускать неплавных переходов, различного рода неровностей, ибо это разрушает сформированный газовый вихрь и приводит к росту эрозии электрода.

Для охлаждения внутреннего и соплового электродов при рабочих токах 100 А и более целесообразно применять воду, которая благодаря большой теплоемкости является весьма эффективным охладителем.

Расчет системы охлаждения плазмотрона сводится к определению потребного расхода воды, размеров охлаждающего тракта и оптимальной толщины стенки электрода.

Потребный расход воды можно вычислить из уравнения Gв= Q/(Cв·tв), (5.1) где Q - полный тепловой поток от плазменной дуги в стенки разрядной камеры, Дж;

Gв - удельная теплоемкость воды, Дж/(кг · град);

tв - перепад температуры воды на выходе и на входе в плазмотрон, град.

В свою очередь полный тепловой поток в стенки разрядной камеры Qв = (1 – )N, (5.2) где - тепловой к.п.д. плазмотрона;

N - электрическая мощность плазменной дуги.

Величина кольцевого зазора рубашки охлаждения находится в зависимости от скорости протекания в нем воды, обеспечивающей заданный съем тепла с поверхности охлаждения в режиме пузырькового кипения и прохождение рассчитанного количества воды под действием располагаемого давления в питающей системе. Поскольку для обеспечения теплосъема требуются большие скорости движения воды, то зазор в охлаждающем тракте выполняется обычно в пределах (1-3) мм.

Толщина стенки электрода должна обеспечивать реализацию температурного напора, вызываемого тепловым потоком от внутренней стенки к наружной, при условии, что температура внутренней стенки не будет превышать температуру плавления материала электрода /85/. Приемлемое значение толщины стенки, как с позиции тепло обмена, так и с учетом эрозии находится в интервале (5 -7) мм.

В режущем плазмотроне, который по технологическим условиям должен быть малогабаритным, создание внешнего магнитного поля целесообразно осуществлять однослойным соленоидом, охватывающим медный электрод и включенным последо вательно с дугой /127/. В этом случае величина тока задана, и расчет соленоида сводится к определению числа витков для обеспечения требуемой магнитной индукции или напряженности магнитного поля на оси электрода в зависимости от конструктивных параметров соленоида. Напряженность магнитного поля на оси соленоида в некоторой точке 0 на расстоянии x от центра (рис.5.1) будет равна / 27 / Hx = (I/2l)((l/2 – x)(R2 + (l/2 – x)2)0,5 + (l/2 +x)(R2 + (l/2 + x)2)-0,5), (5.3) где - число витков соленоида, шт;

I-ток, А;

l-длина соленоида, м;

R-радиус соленоида, м.

Рис. 5.1. Схема однослойного соленоида Возможна и обратная задача, когда по заданному значению напряженности магнитного поля и рабочему току определяются конструктивные параметры соленоида.

Сечение проводника выбирается исходя из допустимой плотности тока, которая для не охлаждаемых соленоидов должна быть не более 5 A/мм2. В случае водяного охлаждения проводников допустимая плотность тока может быть выше почти на один порядок. Поэтому в малогабаритных режущих плазмотронах следует применять водяное охлаждение соленоида. Тепловой расчет соленоида сводится к определению тепловых потерь при протекании рабочего тока.

Соленоид вместе с электродом и токоподводящим кольцом следует размещать в изоляционном стакане, обеспечивающем надежную их электрическую изоляцию от металлического корпуса, имеющего потенциал земли в начальный период зажигания дуги.

Корпус является основной несущей частью и обеспечивает необходимую механическую прочность плазмотрона. Он служит также токоподводом для дежурной дуги, горящей между внутренним и сопловым электродами.

Для изготовления внутреннего и соплового электродов используется медь, обладающая, что очень важно, хорошей теплопроводностью. Также из меди рационально выполнять соленоид, поскольку в этом случае имеет большое значение другое ее достоинство - хорошая электропроводность. Как показала практика эксплуатации, в очень тяжелых тепловых условиях работает сопловой наконечник плазмотрона. Особенно экстремальны условия при возникновении явления двойного дугообразования, когда дуговое пятно переходит на поверхность соплового наконечника. В этом случае только наконечник из меди выдерживает многократные появления двойной дуги без разрушения и выхода из строя.

Корпус плазмотрона, соединительную гайку, штуцера и другие малоответственные детали можно изготавливать из малоуглеродистой стали или других экономичных металлов. В качестве материала изоляционного стакана, в котором размещается внутрен ний электрод с соленоидом, можно использовать капролон, фторопласт или эбонит.

Уплотнение между водяными и воздушными трактами, а также уплотнение разъемов наиболее просто осуществлять с помощью резиновых уплотнительных колец и прокладок.

Подача охлаждающей воды и плазмообразующего воздуха к режущему плазмо трону выполняется с помощью резиновых напорных рукавов с нитяными оплетками, которые характеризуются высокими электроизоляционными качествами.

5.1.2. Разработка плазмотронов с цилиндрическим электродом Одна из первых промышленных модифицикаций режущего плазмотрона с цилиндрическим медным электродом ПВ-7 показана на рис.5.2.

Плазмотрон состоит из стального корпуса 1, в котором располагается изоляционный стакан 2. В свою очередь внутри последнего размещается внутренний цилиндрический электрод 3 и сопловой электрод 4, разделенные друг от друга завихри телем - изолятором 5. Внутренний цилиндрический с дном электрод охватывает выпол ненная, как правило, из медной шинки или медного провода токоподводящая спираль 6, соединенная с одной стороны с опорным кольцом 7, а с другой - с токоподводящим штуцером 8. Гайкой 9 изоляционный стакан 2 зажимается через шайбу 10 в корпусе плазмотрона. Сопловая гайка 11 при навинчивании на корпус обеспечивает прижатие соплового электрода 4 к завихрителю 5, а его к внутреннему электроду 3, и, наконец, последнего к контактному кольцу 7, обеспечивая надежный электрический контакт между ними. Гайкой 12 через шайбу 13 создается надежное крепление токоподводящего штуцера в изоляционном стакане 2. К стальному корпусу 1 приварены два штуцера 14, один из которых служит для подачи плазмообразующего воздуха, а другой - для подачи охлаж дающей воды. Кронштейн 15 предназначен для закрепления плазмотрона на суппорте машины, используемой для перемещения плазмотрона над разрезаемым металлом.

Уплотнение водяных и воздушных трактов внутри плазмотрона производится резиновыми кольцами и прокладками.

Охлаждающая вода по кабель-шлангу подается сначала к токоподводящему штуцеру 8. Затем она протекает в зазоре между электродом 3 и спиралью 6, интенсивно их охлаждая. После этого охлаждающая вода через каналы в изоляционном стакане перетекает к сопловому электроду 4 и после его охлаждения через диаметрально расположенные каналы в изоляционном стакане поступает к водоотводящему штуцеру 14.

Плазмообразующий воздух по шлангу подается к штуцеру (не указанному на чертеже), а затем в полость корпуса плазмотрона между уплотнительными кольцами. Эта полость соединяется просверленными в изоляционном стакане каналами с полостью завихрителя - изолятора 5. Затем по тангенциальным каналам в последнем воздух в виде вихря поступает в разрядную камеру плазмотрона.

.

Рис. 5.2. Общий вид плазмотрона ПВ- Рабочий ток подается по кабель-шлангу к токоподводящему штуцеру 8. Цепь дежурной дуги подается к плазмотрону через суппорт машины и кронштейн 15 к корпусу плазмотрона.

Как видно из чертежа, наличие завихрителя-изолятора между внутренним и сопловым электродами обеспечивает постоянный зазор между последними. Электри ческий пробой этого зазора, например, с помощью осциллятора, вызывает вначале протекание тока дежурной дуги, которая затем переходит в рабочую режущую дугу.

Плазмотрон ПВ-7 имеет следующие технические данные:

Электрическая мощность, кВт Рабочий ток дуги, А Рабочее напряжение дуги, В Расход плазмообразующего воздуха, г/с 1, Давление сжатого воздуха, 105Па 3- Расход охлаждающей воды, кг/с 0, Давление воды, 10 Па 2- Диаметр соплового отверстия, мм Длина соплового отверстия, мм Габаритные размеры: диаметр, мм длина, мм Масса, кг На рис.5.3 показан плазмотрон ПВ -7 в разобранном виде.

В дальнейшем, по мере расширения промышленной эксплуатации плазмотронов с медными электродами и накопления опыта конструирования плазмотронов, проводилось непрерывное совершенствование их конструкции. Эти совершенствования, не касаясь принципиального устройства режущего плазмотрона с медным электродом, были направлены на решение ряда важных вопросов. К ним следует отнести, прежде всего, оптимизацию конструктивных параметров разрядной камеры и сопла, позволяющие улучшить газодинамику потока плазмы, а, следовательно, увеличить эффективность резки и повысить ресурс работы плазмотрона. Улучшилась технологичность и снизилась трудоемкость изготовления деталей плазмотрона, уменьшились его масса и габаритные размеры. Плазмотрон стал более удобен в эксплуатации.

Устранение подвода рабочего тока через корпусные детали плазмотрона сделало его также и более безопасным в обслуживании.

Усовершенствованный плазмотрон ПВ - 47 представлен на рис. 5.4 в собранном, а на рис. 5.5 - в разобранном виде.

Плазмотрон ПВ-47 состоит из двух основных частей: стационарной и съемной.

Стационарная часть закрепляется на машине перемещения так же, как газорезательная головка. Она обеспечивает, кроме закрепления плазмотрона над разрезаемым листом, воз можность вертикального перемещения плазмотрона для регулирования расстояния от среза сопла до поверхности металла, подвод к плазмотрону электроэнергии, сжатого Рис. 5.3. Плазмотрон ПВ - 7 в разобранном виде воздуха и охлаждающей воды. Для этого вверху держателя, закрепляемого в машине, выполнен штуцер для отвода охлаждающей воды и контактная клемма для подачи рабочего тока. Держатель соединяется со съемной частью плазмотрона посредством резьбы. На держателе устанавливается зубчатая рейка, с помощью которой осуществляется вертикальное перемещение плазмотрона. Изоляция токоподвода от заземленного крепления машины перемещения обеспечивается текстолитовой трубкой, надеваемой на токоподводящую трубку.

К стационарной части относится также фланцевое кольцо, к которому приварены штуцер для подвода плазмообразующего воздуха, штуцер для подачи охлаждающей воды и электроконтакт для обеспечения цепи питания дежурной дуги. Сменная часть плазмотрона крепится к фланцевому кольцу с помощью накидкой гайки. При этом обеспечивается фиксированное положение фланцевого кольца относительно каналов для подвода сжатого воздуха и охлаждающей воды.

Сменная часть плазмотрона содержит стальной корпус, являющийся основным несущим элементом, изоляционный стакан, внутри которого размещены электрод и соленоидная катушка, сопловой наконечник, соединяющийся с корпусом посредством резьбы, медное сопло и завихритель. В соответствующих местах установлены рези новые уплотнительные кольца и прокладки для герметизации каналов водяного охлаждения и плазмообразующего воздуха.

Рис. 5.4. Плазмотрон ПB - 47 в собранном виде В теле изоляционного стакана выполнены серии каналов, параллельных оси плазмотрона и предназначенных для подвода плазмообразующего воздуха к завихрителю, а также подачи охлаждающей воды к сопловому электроду и перетока охлаждающей воды от сопла к внутреннему электроду.

Рис. 5.5. Плазмотрон ПВ - 47 в разобранном виде При соединении сменной части со стационарной обеспечивается одновременно подсоединение коммуникаций охлаждающей воды, плазмообразующего воздуха и электрического тока.

Для замены изнашивающихся деталей: внутреннего и соплового электродов, не требуется отсоединять сменную часть от стационарной. В этом случае достаточно отвинтить сопловую головку и произвести необходимую замену деталей.



Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 | 6 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.