В. П. БЫЧКОВ

ЭЛЕКТРОПРИВОД

И АВТОМАТИЗАЦИЯ
МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОГО

ПРОИЗВОДСТВА

Допущено

Министерством высшего и среднего
специального образования СССР
в качестве учебного пособия
для студентов энергетических, электротехнических
и политехнических вузов и факультетов

ИЗДАТЕЛЬСТВО • ВЫСШАЯ ШКОЛА •
МОСКВА -1966
Юбилейное издание
к 60-летию МЭИ

3—1-6
Н6—66
Светлой памяти учителя
и друга профессора Д. П.
Морозова посвящает ав-
тор эту книгу

ПРЕДИСЛОВИЕ

Настоящее учебное пособие написано в соответствии с програм-
мой курса «Электропривод и автоматизация металлургического
производства», утвержденной Министерством высшего и среднего
специального образования РСФСР для специальности «Электро-
привод и автоматизация» энергетических, электротехнических и по-
литехнических вузов.

В учебном пособии вопросы курса излагаются в трех разделах.
Первый раздел посвящен электроприводу и автоматизации домен-
ного цеха, второй — сталеплавильного и третий — прокатных цехов.

Наибольшее внимание уделяется электроприводу и. автоматике
прокатных станов. При этом для изучения отобраны лишь станы,
широко применяющиеся в металлургическом производстве, опре-
деляющие современное состояние и развитие металлургического
электропривода. В соответствии с этим в третьем разделе осве-
щаются вопросы электропривода и автоматики реверсивных станов
горячей прокатки, непрерывных станов горячей прокатки (заго-
товочных, листовых, сортовых), станов холодной прокатки и меха-
низмов прокатных станов. В данном случае рассматриваются теория
прокатки, конструкции станов и технология, требования к электро-
приводам, системы управления, методики расчетов статических и
динамических режимов, расчетов параметров систем. Особое вни-
мание обращается на изучение принципов построения систем управ-
ления и на выяснение физической стороны явлений.

В учебном пособии даны примерные расчеты по определению
мощности приводных двигателей, построению кривых переходных
процессов и определению параметров схем управления, что должно
способствовать лучшему усвоению вопросов курса.
Несомненно, что учебное пособие не свободно от недостатков,
поэтому автор будет признателен всем, кто сочтет необходимым при-
слать свои замечания и пожелания.

Автор приносит глубокую благодарность коллективу кафедры
электрооборудования промышленных предприятий Московского ор-
дена Ленина энергетического института за помощь, оказанную ему
при написании и обсуждении рукописи учебного пособия. 1

Автор выражает искреннюю признательность проф. Чили-
кину М. Г., доц. Филиппову Б. А., доц. Чурсину П. И., доц. Веше-
невскому С. Н. и инж. Шейнману А. И., взявшим на себя труд озна-
комиться с рукописью учебного пособия и сделавшим ряд ценных
замечаний, а также приносит глубокую благодарность к. т. н.
М. А. Сонькину и к. т. н. В. В. Воскресенскому за труд по рецензи-
рованию рукописи.
ВВЕДЕНИЕ

Металлургия является ведущей отраслью народного хозяйства
страны. Темпы развития всего народного хозяйства определяются
уровнем производства металла. Чугун, сталь, прокат — основные
виды продукции металлургической промышленности. Чугун, сталь
идут на изготовление станков, производственных и сельскохозяй-
ственных машин. Прокатные изделия в виде железнодорожных
рельс, строительных балок, различных труб, проволоки, сортовой
стали, листовой стали различного сортамента находят чрезвычайно
широкое применение во всех отраслях народного хозяйства. Без
продукции металлургического производства не может существовать
и развиваться современное независимое государство, а без наличия
в стране высокоразвитой металлургии невозможно иметь быстрые
темпы развития народного хозяйства.

Металлургия в России до Великой Октябрьской революции была
сильно отсталой. Так, в 1913 г. в России было произведено 4,2 млн. т
чугуна и 4,3 млн. т стали. Это примерно в семь раз меньше, чем
в США, в четыре раза меньше, чем в Германии, и в два раза меньше,
чем в Англии. В то время по производству чугуна и стали Россия
занимала пятое место. Удельный вес металлургии России в мировом
производстве чугуна и стали составлял всего лишь 5%.

В первые годы Советской власти производство металла снизи-
лось, и лишь в 1928 г. оно достигло дореволюционного уровня.

Большое значение в развитии металлургической промышленности
нашей страны имел XVI партийный съезд (1930 г.), на котором
было принято решение о создании второго основного угольно-метал-
лургического центра СССР на основе использования богатейших
угольных и рудных месторождений Урала и Сибири. Уже в 1932 г.
строилось 17 новых металлургических заводов, из них шесть таких
гигантов, как Магнитогорский, Кузнецкий, «Запорожсталь», «Азов-
сталь», Криворожский, Новотагильский. В течение первой пяти-
летки (1928—1932 гг.) были введены в строй 41 доменная печь,
65 мартеновских печей и 32 прокатных стана.

Во второй пятилетке (1933—1937 гг.) в больших масштабах
велось строительство новых и реконструкция старых заводов. Было
введено в эксплуатацию 47 новых прокатных станов, в том числе
5 мощных блюмингов и 1 слябинг. В третьей пятилетке (1938—
1942 гг.) было намечено строительство новых заводов. Поставлен
вопрос о производстве качественных сталей.

За время первых трех пятилеток, по существу, была заново
создана мощная, современная металлургическая промышленность.
По размерам производства черных металлов СССР в 1940 г. занял
второе место в Европе (после Германии) и третье в мирр.

В первые месяцы Великой Отечественной войны немецко-фашист-
ские войска оккупировали крупнейшую угольно-металлургическую
базу СССР — Донбасс. Немцами было разрушено 28 металлурги-
ческих заводов, большое количество доменных и мартеновских пе-
чей и прокатных станов. Резко сократился выпуск чугуна, стали,
проката. В то время первоочередная задача состояла в том, чтобы
за счет эвакуированного оборудования расширить мощность метал-
лургии на востоке. Восстановительная работа широким фронтом
началась после войны. Довоенный уровень производства чугуна
был достигнут в 1949 г., а стали — в 1948 г.

Семилетним планом развития народного хозяйства СССР (1959—
1965 гг.) было предусмотрено создание третьей угольно-металлур-
гической базы на востоке с производством 15—20 млн. т чугуна
в год. Намечено ввести большое количество высокопроизводитель-
ных прокатных станов и доменных печей с высоким уровнем авто-
матизации технологического процесса и модернизировать устаревшее
механическое и электрическое оборудование. На первое место вы-
двинута задача осуществления комплексной автоматизации техно-
логических процессов с применением вычислительных и счетно-
решающих машин.

* *

*

Производительность металлургических агрегатов и повышение
качества продукции весьма сильно зависят от совершенства элект-
рического привода.

Наиболее сложные и ответственные механизмы, работающие с
большой частотой включения, с регулированием скорости в широком
диапазоне при жестких статических характеристиках оборудуются,
как правило, электроприводом на постоянном токе по. системе Г — Д
или по системе управляемый статический выпрямитель — двигатель.
В начале развития отечественного электропривода для таких меха-
низмов применялась простая система Г — Д с релейно-контактор-
ным управлением. Затем она была вытеснена сложной системой
Г — Д с электромашинным управлением. В настоящее время слож-
ная система Г — Д интенсивно вытесняется системой статический
преобразователь — двигатель. Это является наиболее характерной
чертой развития современного электропривода не только в метал-
лургии, но и в других отраслях народного хозяйства.

В качестве статического преобразователя применяются ртутные
выпрямители; одновременно начинают находить все большее рас-
пространение управляемые кремниевые выпрямители — тиристоры.
Благодаря преимуществам в сравнении с ионными преобразова-
телями тиристоры в недалеком будущем должны занять главенст-
вующее положение в регулируемых электроприводах.

В последние годы в СССР проведена большая работа по совер-
шенствованию электроприводов металлургического производства.
Разработаны и выпускаются для металлургии новые электрические
машины, высокие технические показатели которых получены бла-
годаря применению двух- и многоходовых обмоток. К таким маши-
нам в первую очередь следует отнести прокатный двигатель
ПБК-380/125, 7360 кет, 60/90 об/мин, 860 в; прокатный двигатель
МП-11000-65, 7360 кет, 65/100 об/мин', прокатный двигатель
МП-12000-65, 8800 кет, 65/90 об/мин.

Впервые в мировой практике изготовлены и внедрены безредук-
торные электроприводы линеек манипулятора и ножниц для блю-
мингов. Создан наиболее мощный в мире преобразовательный агре-
гат с двумя генераторами по 8500 кет для питания прокатных дви-
гателей блюминга 1300. Разработаны и внедрены системы ионного
возбуждения, а также система УРВД главных приводов ревер-
сивных станов горячей прокатки и основных механизмов этих
станов.

Ведутся исследования и разработки по замене релейно-контак-
торных систем управления бесконтактными на логических элемен-
тах. Имеется ряд опытных установок с применением бесконтактных
элементов. Опыт показывает, что бесконтактные системы могут
существенно повысить качество переходных процессов и увели-
чить надежность работы электропривода.

• В развитии металлургического электропривода принимали уча-
стие научно-исследовательские и проектные организации, высшие
учебные заведения, заводы. Так, например, ВНИИМетмаш,
ВНИИЭлектропривод, ГПИ ТЯЖПРОМЭлектропроект (Москов-
ское, Ленинградское, Харьковское, Свердловское отделения), Цен-
тральная лаборатория автоматики (ЦЛА), НИИЭлектро, Институт
автоматики АН УССР, Московский энергетический институт,
«Электросила», «ХЭМЗ», «Уралмаш», Запорожский аппаратный
завод, «Уралэлектроаппарат» и др.

* *
*

Металлургическое предприятие производит чугун, сталь и про-
кат. Чугун выплавляют в доменных печах, сталь варят из чугуна
в сталеплавильных печах, а прокатные изделия получают при про-
катке стальных заготовок в прокатных станах. В соответствии
с этим весь металлургический процесс можно разбить на три этапа:
1 — производство чугуна; 2 — производство стали; 3 — производ-
ство проката.

Для производства чугуна требуется руда, уголь и другие допол-
нительные материалы. Руда добывается в рудниках. Предвари-
тельно обработанная на рудообогатительной фабрике (РОФ), она
доставляется в доменную печь в виде агломерата. Каменный уголь
добывается в угольных шахтах; после обработки его в коксовых
печах получают кокс, который и используется в доменных печах
в качестве топлива.

Чугун, выплавленный в доменных печах, доставляется в стале-
плавильный цех для получения стали. Сталь слитками транспор-
тируется в прокатные цехи для производства прокатных изделий.
Часть чугуна и стали идет на склад в виде готовой продукции.

Обычно стальные слитки имеют большую массу, при которой
прокатка слитка до малого, конечного сечения в одном стане невоз-
можна. По этой причине предусматривается предварительное обжа-
тие слитка, полученного из сталеплавильного цеха, в специальных
обжимных станах.

Технологическая схема металлургического завода представлена
ниже.

оыьш-йа/тныи оелсы

чугун Столь

броня,
котельная стало

Пит п-30 мм

§

Заготовочный

Сортовой [0рт01ая стшь

пройш.чыи пвашт

ютопатюбш

СрейнелистоВой

ТоютистобЛ!

I

I
53
*

Лист 2-12 мм

Тонтистобои
литой пршшпки

—I	I—"-Лслоднокатнныи

Пит

п
Раздел первый

ЭЛЕКТРОПРИВОД
И АВТОМАТИЗАЦИЯ
ДОМЕННОГО
ПРОИЗВОДСТВА
Глава I

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ ПРОЦЕСС.
МЕХАНИЗМЫ СИСТЕМЫ ЗАГРУЗКИ

§ 1-1. Общие сведения

Для выплавки чугуна в доменных печах требуются сырые ма-
териалы. Эти материалы, смешанные в определенной пропорции,
загружают через засыпное устройство в верхнюю часть доменной
печи. В нижней части домны сжигают топливо. Необходимый для
горения топлива воздух, нагретый до 600—700° С, подается под
давлением через фурмы. Расплавленный чугун и шлак периоди-
чески выпускают из печи через лётки. Шлаковая лётка располо-
жена под чугунной лёткой.

Для выплавки чугуна требуются следующие материалы:

1.	Руда, содержащая окись железа. Часто перед тем, как по-
давать руду в домну, ее предварительно подвергают обработке на
рудообогатительной фабрике. Руду смешивают с топливом и нагре-
вают, при этом руда спекается. В процессе спекания руда приобре-
тает пористое строение, выгорает часть вредных примесей, повы-
шается процентное содержание железа. Такая руда называется
агломератом. Применение агломерата при выплавке чугуна повы-
шает производительность доменной печи.

2.	Флюсы, способствующие извлечению из чугуна посторон-
них примесей. В качестве флюсов применяют известняк.

3.	Кокс, применяемый в доменных печах в качестве топлива.
Доменный цех современного металлургического завода обычно
имеет несколько доменных печей. Печи, как правило, располагаются
в один ряд, что удобно для обслуживания.

На рис. 1-1 представлен боковой вид доменной печи, а на
рис. 1-2 — план расположения доменных печей в цехе.

Для производства чугуна в каждой доменной печи требуется
огромное количество сырых материалов. Так, например, для одной
Доменной печи производительностью 1000 т чугуна в сутки необхо-
димо подать в домну примерно руды 2000 т, различных флюсов
700 т, кокса 1200 т. Это количество материалов должно быть под-
Рис. 1-1. Боковой вид типовой доменной печи
Рис. 1-2. План доменного цеха
нято на высоту более 36 м и сгружено в доменную печь. Количество
потребных материалов для всего доменного цеха увеличивается
соответственно количеству доменных печей.

Выполнить такой объем погрузочных работ можно только при
надлежащей механизации транспорта, четкой и безотказной работе
отдельных узлов системы загрузки. Для создания бесперебойной
работы доменного цеха требуется наличие определенного запаса
сырых материалов, который в зависимости от удаленности источ-
ников снабжения сырьем (рудника, угольной шахты) должен соот-
ветствовать потребностям цеха в пределах от нескольких суток до
полутора-двух месяцев. Запасы руды и флюсов хранятся на рудном
дворе, а запасы угля — на угольном складе коксохимзавода. Вся
полезная площадь рудного двора перекрывается мощным козловым
грейферным краном — рудным перегружателем.

Если руда добывается в непосредственной близости от завода,
то нет необходимости в больших запасах руды. В таком случае
рудный двор обычно на заводе отсутствует, а руда от рудника посту-
пает вначале на обогатительную фабрику. Там она обогащается и
оттуда, уже обогащенная, железнодорожным составом подается
прямо к рудным бункерам доменных печей.

Бункера доменных печей расположены вдоль линии печей
(рис. 1-2). Они представляют собой резервуары для хранения руды,
флюсов и кокса. Рудные бункера в количестве 15—21 на одну домну
расположены по обе стороны бункерной линии. Коксовые бункера
(два бункера на одну домну) расположены непосредственно над
скиповой ямой по обе стороны подъемного моста (левый коксовый
бункер, правый коксовый бункер, если смотреть на печь из скипо-
вой ямы). Из бункеров руда и флюсы подаются к подъемнику ваго-
ном-весами, которые берут руду, флюсы из рудных бункеров,
взвешивают, подвозят к скиповой яме и ссыпают их в скип. После
погрузки руды в скип машинист вагона-весов подает импулйс на
подъем груженого скипа.

Основным параметром доменной печи является ее полезный
объем, который зависит от размеров домны. В металлургической
промышленности нашей страны работают домны с полезным объемом
930,1033,1386, 1513, 1719 и 2000 м3 (самые мощные в мире). В данное
время проектируется сверхмощная доменная печь с полезным объе-
мом 2700 м3.

По заданному объему доменной печи м3 и суточной произво-
дительности Сс находят коэффициент использования печи по объему:

а =	м31т.	(1-1)

С увеличением суточной производительности печи а умень-
шается. Коэффициент использования а представляет собой ту
часть полезного объема печи, с которого получается одна тонна
чугуна. Чем меньше эта часть объема печи, тем выше производи-
тельность печи. Таким образом, чем меньше а, тем более рацио-
нально эксплуатируется печь. Коэффициент использования домен-
ной печи зависит от многих факторов. Он определяется качеством
сырых материалов, порядком загрузки, температурой дутья, давле-
нием воздуха и т. д. Для наших металлургических заводов

а = 0,65-4-0,9 м9[т.

Нижний предел коэффициента использования соответствует
работе печи с богатой или обогащенной рудой, правильному, целе-
сообразно установленному способу ведения печи.

§ 1-2. Механизмы системы загрузки
доменной печи

Транспортировка материалов от бункерной линии в доменную
печь выполняется с помощью целого ряда механизмов, работающих
в определенной последовательности и зависимости друг от друга.
Совокупность этих механизмов и представляет собой систему за-
грузки доменной печи.

В эту систему входят следующие механизмы: 1) вагон-весы;
2) коксопогрузочное устройство, состоящее из грохотов (правого
и левого) и коксовых весов (правых и левых); 3) доменный подъем-
ник; 4) вращающийся распределитель; 5) малый конус; 6) большой
конус; 7) контрольные зонды; 8) уравнительные клапаны.

Вагон-весы. Вагон-весы служит для доставки руды, агло-
мерата и флюсов от рудных бункеров к скипам. Они состоят из
железнодорожной платформы, в середине которой на весовых рыча-
гах установлены два бункера — карманы соответственно правому
и левому скипу главного подъема (рис. 1-3). Над платформой рас-
положена площадка управления, откуда машинист вагона-весов
управляет вагоном-весами и подъемом скипа, груженного рудой.
Вагон-весы курсирует между двумя рядами бункеров, из которых
они забирают материал, доставляют его к скиповой яме и сгружают
в скип. Для загрузки материала в свои, карманы вагон-весы оста-
навливается точно против четырех рудных бункеров (против двух
бункеров с каждой стороны вагона-весов). При этом б каждый кар-
ман вагона-весов может быть загружен материал из двух противо-
положных бункеров.

Рудные бункера снабжены затворами Ора (рис. 1-4). Затвор
Ора состоит из барабана, у которого с одной стороны находится
зубчатый венец. Этот барабан (рис. 1-5) является дном бункера.
Материал» лежащий на поверхности барабана, удерживается швел-
лером-фартуком 6. Для загрузки карманов вагона-весов необходимо
поднять фартук и начать поворачивать барабан в сторону вагона-
весов. В этом случае материал, увлекаемый поверхностью вращае-
мого барабана, будет ссыпаться в карман вагона-весов (рис. 1-5).
5900

Рис. 1-3. Вагон-весы:

; — двигатель; 2 — редуктор; 3 — вал; 4 — конические передачи; 5 — трансмиссии: 6 — бункера
бункера при сохранении сцеп-

Рис. 1-4. Затворы Ора:

1 — барабаны Ора; 2 — рычаг фартука
затвора Ора; 3 — фартук; 4 — стенка
бункера

Вращение барабана затвора осуществляется двигателем, кото-
рый установлен на вагоне-весах. Двигатель 1 через редуктор 2,
вал 3 и конические передачи 4 приводит во вращение две трансмиссии
5 (рис. 1-3). На каждой трансмиссии установлены по две шестерен-
ные коробки, имеющие по две шестерни 9 и 10 (рис. 1-5). Шестерня
10 жестко связана с трансмиссией и сцеплена с подвижной шестер-
ней 9. Шестеренная коробка может подниматься и опускаться.
В поднятом состоянии коробки шестерня 9 соединяется зубчатым
венцом барабана затвора рудного
ления с шестерней 10 трансмиссии.
Кроме того, при своем поднятии ко-
робка воздействует на тягу 7, кото-
рая поднимает фартук, преграж-
дающий перемещение материала из
бункера. Если при поднятой короб-
ке включить двигатель трансмис-
сии, то, благодаря указанному сое-
динению шестерен с зубчатым вен-
цом барабана, последний начнет
вращаться, и материал станет вы-
сыпаться в карман вагона-весов.

Для поднятия коробки с целью
соединения барабана затвора с
трансмиссией применяют пневма-
тические цилиндры. После того
как вагон-весы подошел к соот-
ветствующим бункерам, машинист
вагона-весов воздействует на одну
из четырех рукояток управления
пневматическими цилиндрами и
поднимает коробку. Когда зацеп-

ление шестерни с зубчатым венцом барабана осуществилось
(рис. 1-5), машинист вагона-весов, включая двигатель трансмиссии,
поворачивает барабан затвора. Материал загружается в карман
вагона-весов. После загрузки карманов материалом заданного
веса машинист останавливает двигатель трансмиссии и поворачивает
рукоятку управления коробкой. Коробка опускается, барабан от-
соединяется от трансмиссии и фартук ложится на барабан. Загрузив
вагон-весы, машинист направляет их к скиповой яме. Там он с по-
мощью пневматических цилиндров открывает нижний двухствор-
чатый затвор соответствующего кармана и ссыпает материал в скип.

Для мощных доменных печей высокой производительности тре-
буется полная автоматизация загрузки материалами. К настоящему
времени еще нет комплексно автоматизированных вагонов-весов
большой грузоподъемности в связи с трудностью автоматизации по
характеру работы самих вагонов-весов (отсутствие непрерывности
работы). Поэтому возникает необходимость замены, вагонов-весов
непрерывной системой подачи рудно-флюсовой части шихты (ма-
териалов) в скипы подъемника. Впервые в Советском Союзе система
непрерывной, транспортерной подачи руды, флюсов была приме-
нена на Магнитогорском металлургическом комбинате в 1958 г.
и показала хорошие результаты в эксплуатации. К достоинствам
транспортерной системы относится: 1) высокая производительность;

Рис. 1-5. Устройство барабанных затворов
Ора бункеров доменных печей:

1 — барабан; 2 — обод барабана; 3 — зубчатка бара-
бана; 4 — вал; 5 — рычаг фартука; 6 — фартук;
7 — тяга; 5 — ролик тяги; 9 — шестерня цилиндра:
/О — шестерня; 11 — стенка бункера

2) надежность в работе; 3) возможность полной автоматизации за-
грузки доменной печи.

В настоящее время разработана система автоматической подачи
шихты для доменной печи 2000 м8, состоящей из двух одинаковых
комплектов механизмов, расположенных с правой и с левой сторон
оси доменной печи (рис. 1-6).

Каждый комплект имеет: а) семь бункеров агломерата А, ка-
ждый бункер агломерата снабжен двумя вибрационными питате-
лями 1, подающими агломерат на пластинчатый конвейер 2; б) четыре
бункера добавок Д с вибрационными питателями 1 и весовыми
18
воронками 3, после открытия затворов которых добавки поступают
'на ленточный конвейер 4; в) один бункер точного дозирования агло-
мерата ДА с пластинчатым питателем 5, предназначенный для до-
неси агломерата, с тем чтобы получить заданный вес повышенной
точности; г) пластинчатый конвейер для подачи агломерата в весо-
вую воронку агломерата; д) пластинчатый конвейер отсева агло-
мерата; е) ленточный конвейер, подающий добавки в промежуточный
бункер добавок; ж) весовая воронка агломерата.

Общими для двух комплектов механизмов являются: тёчка для
довесок агломерата, промежуточный бункер добавок, перекидные
лотки для направления материала в загружаемый объем.

Коксопогрузочное устройство. Это устрой-
ство производит отсев коксовой мелочи от кокса, взвешивание и

Рис. 1-6. Система транспортерной подачи шихты для доменной печи 2000 л3:

А — бункера агломерата; Д — бункера добавок; ДА — бункера точного дозирования агло-
мерата; 1 — вибрационный питатель; 2 — пластинчатый конвейер; 3 — весовые воронки;
4 — ленточный конвейер; 5 — пластинчатый питатель; 6 — весовая воронка агломерата;
7 — пластинчатый конвейер отсева кокса; 5 — промежуточный бункер добавок; 9 — течка
для довесок агломерата; 10, 11 — перекидные лотки; 12 — бункер коксовой мелочи; 13 —
коксовая весовая воронка; 14 — скип коксовой мелочи; 15 — скип для уборки мелочи агло-
мерата; 16 — бункер мелочи агломерата

загрузку е/о в скип. Для отсева коксовой мелочи применяют гро-
хот, который служит дном коксового бункера. Взвешивание кокса
осуществляется коксовой весовой воронкой, затвор которой авто-
матически открывается при достижении в воронке заданной массы
кокса (рис. 1-7, а, б).

Применяют дисковые и вибрационные грохоты. Дисковые гро-
хоты состоят из ряда параллельных валов с дисками. Диски соседних
валов расположены в шахматном порядке, так что диски одного
вала входят в просвет между дисками второго, соседнего вала.
При этом остаются зазоры размером 20 х 20 мм для просева кок-
совой мелочи (рис. 1-7, б). Грохоты смонтированы на наклонной
раме. Нижние валы грохота имеют большую скорость вращения,
чем верхние. Увеличивающаяся скорость вращения грохота обес-
печивает лучший выход кокса из бункера и лучший отсев коксовой
мелочи.

Электровибрацнбнный грохот имеет электромагнитный двига-
тель с возвратно-поступательным движением. Такие грохоты обла-
дают рядом преимуществ по сравнению с дисковыми, поэтому они
сейчас получают все большее распространение на металлургиче-
ских заводах.

Коксовая весовая воронка имеет объем, соответствующий объему
одного скипа. Она устанавливается на ферме, связанной с весовыми

Рис. 1-7. Схема загрузки скипа коксом

Валы
Воскового
грохота

рычагами, которые действуют на стрелку указателя веса. В нижней
части воронки находится отверстие, закрываемое затвором. При
открывании затвора коксовой воронки кокс ссыпается в скип.

Доменный подъемник. На современных доменных
печах применяется двухскиповый подъемник уравновешенного

Рис. 1-8. Кинематическая схема
главного подъема

типа. Различают правый и левый
скипы, если смотреть из скиповой
ямы на печь. Кинематическая схема
такого подъемника изображена на
рис. 1-8. По наклонному мосту подъ-
емника навстречу друг другу дви-
жутся два скипа (тележки). Первый,
груженый, идет на подъем; второй,
порожний — на спуск. Объем скипа
для доменных печей разной мощно-
сти различен. Так, для доменных
печей 700 м3 применяют скипы по-
лезной емкостью 4,5 м3, для печей
1033 м3 — скипы 6,5 м3; для печей
1386 и 1513 м3 приняты скипы гео-
метрической емкости 10,5 м3, а
для печей 2000 м3 — скипы 14 м3.

Когда один скип стоит внизу, второй в опрокинутом состоянии
находится наверху. Обычно оба скипа приводятся в движение от
одной лебедки, расположенной в машинном здании. Скипы связаны
с барабаном лебедки общим канатом.

После погрузки скип начинает подниматься вверх. Вначале
он проходит небольшой крутой участок пути, затем переходит на
средний, менее крутой участок и потом, при пониженной скорости,
подходит к криволинейному участку, где он с помощью специально
изогнутых вверх рельс опрокидывается и высыпает груз во вращаю-
щийся распределитель. Одновременно второй скип тоже с понижен-
ной скоростью подходит к конечному участку пути внизу наклон-
ного моста и останавливается в скиповой яме.

Вращающийся распределитель. Назначением
вращающегося распределителя является улучшение распределения
материала внутри доменной печи. Вращающийся распределитель
представляет собой полный цилиндр, дном которого служит малый
конус (рис. 1-9).

Груженый скип при подходе к верхнему конечному положению
опрокидывается и ссыпает материал во вращающийся распредели-
тель. После этого опускается малый конус, и содержимое вращаю-
щегося распределителя ссыпается на большой конус. Когда на
большом конусе скопится материал одной полуподачи или подачи,
большой конус опускается, и материал засыпается внутрь домны.
При погрузке материала из скипа во вращающийся распределитель
крупные куски ложатся на малый конус дальше, чем мелкие. Вслед-
ствие этого материал будет распределен по сечению неравномерно
(рис. 1-10, б, нижний круг). После открытия малого конуса ма-
териал ссыпается на большой конус, а следовательно, и в печь
в таком же порядке расположения больших и малых кусков, ко-
торый он имел во вращающемся распределителе (рис. 1-10, б, ниж-
ний круг). Если материал последующих скипов продолжать ссыпать
так же, то окажется, что со стороны скипа (наклонного моста) печь
все время будет загружаться мелкими кусками, а с противополож-
ной стороны — крупными. Это приведет к неравномерному про-
цессу плавки чугуна по сечению домны, так как в том месте, где
расположены крупные куски, газ проходит легче и железо хорошо
восстанавливается; в местах же, где сосредоточены мелкие куски,
газ проходит с трудом и процесс восстановления железа протекает
замедленно. Для устранения этого печи следует загружать таким
образом, чтобы крупные и мелкие куски руды, флюса, кокса рас-
пределялись по сечению домны равномерно.

Равномерное распределение материала в доменной печи произ-
водится вращающимся распределителем. Пусть материал всех скипов
первой исходной подачи ссыпается из вращающегося распредели-
теля после открывания малого конуса на большой конус без пово-
рота распределителя. В этом случае, как уже указывалось, круп-
ные куски материала будут ложиться с противоположной стороны,
а мелкие — со стороны скипа (рис. 1-106). Затем при загрузке
второй подачи после каждого скипа будем поворачивать вращаю-
щийся распределитель вместе с материалом всякий раз, например,
на 60°. Тогда крупные куски материала второй подачи станут ссы-
паться на большой конус и внутрь домны в месте, сдвинутом па 60°
от оси наклонного моста (рис. 1-10, в, средний и верхний круги).
Ф1800

Рис. 1-9. Вращающийся распределитель;

1 — поворотная воронка (полый цилиндр); 2 — малый конус
При загрузке третьей подачи после каждого скипа будем вращаю-
щийся распределитель вместе с материалом поворачивать всякий
раз уже на другой угол, например, на 120°. В этом случае крупные
куски материала будут ссыпаться на большой конус и внутрь домны
В месте, сдвинутом на 120° относительно оси моста. При загрузке
четвертой подачи вращающийся распределитель поворачиваем вся-
кий раз после каждого скипа на 180° и т. д. Ссыпая таким образом
материал в домну, можно добиться более рационального его распре-
деления по сечению домны.

Расположение
материала
на большом
конусе

Расположение
материала на
малом конусе
после поворота ВР

Расположение
материала на
молом конусе
Во поворота ВР

Рис. 1-10. Схема работы вращающегося распределителя:

а — станция вращающегося распределителя; б — загрузка материала на
большой конус без поворота вращающегося распределителя (1-я станция);
в — загрузка материала на большой конус с поворотом вращающегося рас-
пределителя на 60° (2-я станция)

Поворот распределителя может осуществляться на любые воз-
растающие углы. В простейшем случае угол поворота увеличивается
кратно 60°. При этом вращающийся распределитель имеет шесть
станций. На первой станции распределитель не поворачивается,
на второй он поворачивается после каждого скипа на 60°, на
третьей — на 120°, на четвертой — на 180°, на пятой — на 120°
в обратную сторону и на шестой — на 60° в обратную сторону
(рис. 1-10, а).

К построенным в последние годы высокопроизводительным до-
менным печам предъявляются требования: иметь не шесть, а большее
число станций — до 24, которые можно было бы по желанию из-
менять, а также иметь возможность получать разное число станций
цля правых и левых скипов, для рудных и коксовых скипов.
Малый и большой конусы. Малый конус, как

уже указывалось ранее, является дном вращающегося распреде-
лителя. Опускаясь всякий раз после каждого скипа, малый конус
ссыпает материал на большой конус. Большой конус закрывает
загрузочное отверстие доменной печи, препятствуя выходу газов,
а с ним и материала из доменной печи. Большой конус опускается,

открывая загрузочное отверстие домны, один или два раза в по-
дачу. Работа малого и большого конусов должна быть так согла-

Рис. 1-11. Кинематическая схема малого
и большого конусов:

М К — малый конус; БК — большой конус;
Б — балансиры; ПВ — противовесы; ШБ —
штанга для подвеса большого конуса; ШМ —
штанга для подвеса малого конуса; БМК — ба-
рабан малого конуса; ББК — барабан большо-
го конуса; ЗК — зубчатое колесо; ПР — прили-
вы зубчатого колеса; К — кулаки барабанов

сована, чтобы опускание од-
ного конуса могло происхо-
дить только при закрытом
другом конусе.

Малый ’ и большой конусы
подвешены на балансирах Б
(рис. 1-11, а, б). Конусы в за-
крытом состоянии удержи-
ваются противовесами ПВ.
Большой конус подвешен к
балансиру на штанге ШБ, а
малый — к балансиру (через
шариковый подпятник) на
трубе ШМ, в которой прохо-
дит штанга большого конуса.
Управление открыванием ма-
лого и большого конусов про-
изводится одной лебедкой, ус-
тановленной в машинном зда-

нии. Лебедка конусов состоит
из зубчатого колеса ЗК, связанного с приводным двигате-

лем через редуктор, барабана малого конуса БМК и барабана
большого конуса ББК. Балансиры конусов соединены через на-

правляющие шкивы с соответствующими барабанами лебедки.
Зубчатое колесо установлено посередине между барабанами малого
и большого конусов. В приливы зубчатого колеса упираются ку-
лаки каждого из барабанов. Конструктивно это выполнено так,

что при повороте зубчатого колеса от исходного положения в одну

сторону оно сцепляется с помощью прилива и кулака только с одним
барабаном малого конуса, а при повороте зубчатого колеса из

такого же исходного положения в противоположную сторону оно
сцепляется только с барабаном большого конуса. За исходное поло-
жение в данном случае принимается то, которое соответствует за-
крытым обоим конусам. Такая конструкция лебедки обеспечивает
надежную работу системы, так как при этом исключается воз-
можность одновременного опускания обоих конусов.

Контрольные зонды. Контрольные зонды предназ-
начены для замера уровня шихты в доменной печи. Они представ-
ляют собой стальные стержни, которые оканчиваются дисками.
Последние не дают погрузиться зондам в шихту при опускании их
на ее' поверхность. Зонды должны подниматься всякий раз перед
открыванием большого конуса и опускаться при его закрывании.
Они следят за изменением уровня шихты. С повышением уровня
шихты они поднимаются, а с понижением опускаются. От зондов
через направляющие ролики идут канаты к лебедке контрольных

зондов, находящейся в машинном
здании. При изменении положе-
ния зондов барабан лебедки соот-
ветственно поворачивается, что вы-
зывает действие лампового пере-
ключателя, который с помощью
.сигнальных ламп указывает на
уровень шихты в доменной печи
в данный момент.

Уравнительные кла-
паны. При повышенном дав-
лении газов на колошнике затруд-
няется опускание малого и боль-
шого конусов, так как при этом
под конусом давление значительно
выше, чем над ним. Поэтому в сов-
ременных доменных печах преду-
сматривается перед опусканием ко-
нуса уравнивание давлений над и
под конусом, что осуществляется
уравнительными клапанами. При-

Рис. 1-12. Схема расположения
уравнительных клапанов:

У КМ К ~ уравнительный клапан мало-
го конуса; УКБК — уравнительный кла-
пан большого конуса; М К — малый ко-
нус; БК — большой конус; ВР — вра-
щающийся распределитель

меняют четыре уравнительных клапана: два клапана (левый и
правый) малого конуса У КМ К и два клапана (левый и правый)
большого конуса УК.БК (рис. 1-12).

Перед опусканием малого конуса открываются уравнительные

клапаны малого конуса, в результате чего давление в межконусном
пространстве становится равным атмосферному.

Перед опусканием большого конуса открываются его уравни-
тельные клапаны. Это приводит к увеличению давления в межко-
нусном пространстве, т. е. к выравниванию давлений над и под
большим конусом.

§ 1-3. Программа загрузки

Загрузка доменной печи рудой, флюсами и коксом должна про-
изводиться не произвольно, а в определенном порядке, по опреде-
ленной программе, устанавливаемой на основании химического ана-
лиза сырых материалов (руды, флюсов, кокса), подлежащих загрузке
в печь, и необходимости получения после плавки заданного сорта чу-
гуна. Чем лучше подготовлены материалы, чем они тщательнее взве-
шены и правильнее загружены в печь, тем более удовлетворительно
протекает процесс плавки и тем выше качество выплавленного чугуна.
Правильной загрузке доменной печи уделяется большое вни-
мание. Весь материал, загруженный в печь, должен чередоваться
слоями. При этом слои руды, флюса, кокса с целью лучшего восста-
новления железа не должны быть высокими. По указанной при-
чине домна загружается подачами, в которые входят все необходи-
мые для выплавки данного сорта чугуна материалы в строго опре-
деленных весовых пропорциях. В подачу в определенной последо-
вательности входят несколько скипов руды, флюсов, кокса. По-
дача, состоящая из нескольких скипов руды, флюсов и кокса,
ссыпается в домну при открывании большого конуса в один прием,
сразу, или в два приема.

Индексация подачи облегчается, еслй обозначить материалы,
погружаемые в печь, соответствующими индексами. Например,
рудно-флюсовую часть подачи через Р, коксовую — К, а открыва-
ние большого конуса, когда происходит ссыпание подачи или
полуподачи в домну, — О. В этом случае подача, состоящая из
двух скипов руды и двух скипов кокса и при однократном опу-
скании большого конуса, может быть написана в таком виде:
РРККО.

На практике применяют различные варианты подач. Сущест-
вуют подачи нормальные и расщепленные. Так, например,
РРРККО — пятискиповая нормальная подача; РРРКККО — ше-
стискиповая нормальная подача. При этом большой конус опу-
скается один раз в подачу, т. е. внутрь домны ссыпается целиком
вся подача. РРОККО — четырехскиповая нормальная подача,
РРРОККО — пятискиповая нормальная подача, РРРОКККО —
шестискиповая нормальная подача. При этом большой конус откры-
вается два раза в подачу, т. е. внутрь домны материал ссыпается
двумя полуподачами.

В нормальных подачах при двойном опускании большого ко-
нуса в одной полуподаче имеется только руда, флюсы, а во вто-
рой — только кокс. Расщепленная же подача разделяется на две
полуподачи. Каждая такая пол у подача имеет рудно-флюсовую
часть и кокс. Здесь руда и кокс всей подачи расщеплены на две
части и грузятся как в первой, так и во второй полуподачах. При-
мерами расщепленных подач являются: РКРОРККО — шестиски-
повая расщепленная подача, РРККОРККО — семискиповая рас-
щепленная подача.

Подачи, начинающиеся в загрузки скипа рудой, называют пря-
мыми. До 1941 г. основным видом подачи была прямая. В послевоен-
ные годы на наших металлургических заводах была применена
практика регулирования процессов плавки чугуна в доменной печи
путем систематического изменения программы подачи. При этом
получили широкое распространение также и обратные подачи,
начинающиеся с загрузки кокса. В таких доменных печах прямые
и обратные подачи чередуются, что осуществляется с помощью схемы
управления системой загрузки.
§ 1-4. Последовательность работы механизмов
системы еагрувки

Руда и флюсы доставляются вагоном-весами от рудных бункеров
к скиповой яме. Машинист останавливает вагон-весы над приемными
воронками скиповой ямы и открывает затвор одного кармана ва-
гона-весов, после чего содержимое кармана ссыпается в стоящий
внизу скип. После загрузки скипа рудой машинист вагона-весов ко-
;мандоаппаратом, установленным на посту у скиповой ямы, подает
^импульс на подъем скипа. Во время подъема груженого, например,
^правого скипа порожний левый скип опускается вниз. Когда гру-
женый скип поднимется на колошник, он опрокинется и начнет
высыпать материал во вращающийся распределитель, порожний же
.скип, левый, станет под загрузку. Машинист открывает затвор
Второго кармана вагона-весов.и загружает материалом второй скип,
Затем он подает импульс на подъем скипа. Этот скип, так же как и
правый, поднимается на колошник, опрокидывается и сгружает ма-
териал во вращающийся распределитель.

Процесс загрузки коксом протекает несколько иначе. Загрузка
скипа коксом производится непосредственно из коксовых буйкеров,
которые расположены над скиповой ямой по обе стороны оси ски-
дового подъемника: один для правого, другой для левого скипа.
Если, согласно программе загрузки, очередной скип загружается
'коксом, то в нижнем исходном положении скипа автоматически от-
крывается соответствующий затвор -коксовых весов, и кокс сгру-
.жается в скип. После этого затвор коксовых весов закрывается и
подается импульс на подъем скипа. С началом подъема скипа будет
подан импульс на пуск грохота, и коксовая весовая воронка станет
заполняться коксом до заданного веса. Наполненные скипы, как
указывалось ранее, сгружаются во вращающийся распределитель,
который (в соответствии с номером подачи) поворачивается после
каждого скипа на тот или иной угол. При этом малый конус откры-
вается, сгружая Материал .на большой конус, большой, же конус
открывается один или два раза в подачу, сгружая материал в до-
менную печь. При этом предусматривается, чтобы перед открыва-
нием большого конуса контрольные зонды поднимались вверх, а
после закрывания опускались вниз; перед опусканием малого конуса
открывались уравнительные клапаны УКМК, а перед опусканием
большого конуса — уравнительные клапаны УКБК..

Высокая производительность современной доменной печи полу-
чается при большой напряженности работы механизмов системы за-
грузки. Поэтому необходимо иметь минимально возможное время
работы отдельных механизмов и пауз, т. е. минимально возможное
время цикла работы системы загрузки.

Последовательность работы механизмов системы загрузки уста-
навливается с помощью командоконтроллера программы — КК.П,
являющимся главным командоаппаратом системы управления.
На рис. 1-13 представлен график, поясняющий последователь-
ность работы механизмов системы загрузки. По горизонтальной оси
отложено время в секундах, а по вертикальной указываются меха-
низмы системы. Прямоугольники обозначают продолжительность
работы механизма. Включающий импульс показан стрелкой. Гра-
фик составлен для пятискиповой подачи РРОКККО при повороте
вращающегося распределителя на 180°.

Начнем рассмотрение графика с того момента времени, когда
вагон-весы, загруженный материалом, находится над. скиповой
ямой, коксовые весовые воронки заполнены коксом, правый скип
находится в скиповой яме в ожидании погрузки, а левый — на ко-
лошнике. Машинист вагона-весов подает импульс на открывание
затвора правого кармана вагона-весов, после чего производится
погрузка рудных материалов в скип 1Р, продолжающаяся 10 сек.
По окончании загрузки скипа 1Р машинист закрывает затвор пра-
вого кармана и с помощью командоаппарата подает импульс на
подъем правого скипа. На колошнике скип 1Р опрокидывается,
высыпая материал во вращающийся распределитель ВР. В край-
нем верхнем положении скипа 1Р включается ККП, подавая сигнал
машинисту для погрузки рудным материалом следующего, левого
скипа 2Р. Одновременно в крайнем верхнем положении скипа 1Р
подается импульс для работы ВР, который начинает поворачиваться
не сразу, а примерно через 5 сек, что необходимо для полного высы-
пания материала из скипа в неподвижную воронку ВР. В начале
погрузки левого скипа подается импульс для работы лебедок урав-
нительных клапанов малого конуса У КМ К., которые открываются
в течение 3 сек-, затем после пятисекундной паузы клапаны У КМ К
дают разрешение на открывание малого конуса МК. Импульс же
на опускание малого конуса дается в начале подъема следующего
скипа 2Р. Малый конус открывается в течение 7 сек и находится
в открытом положении 3 сек. В течение этого времени материал
скипа 1Р высыпается на большой конус, после чего малый конус
закрывается. Одновременно с этим .подается импульс на закрытие
уравнительных клапанов УКМК.

После загрузки второго, левого, скипа 2Р рудным материалом
производится его подъем на колошник. В конце подъема второго
скипа ККП перемещается в новое положение, соответствующее по-
грузке третьего скипа ЗК с коксом. При этом ККП дает импульс
на открывание затвора правой коксовой весовой воронки. Затвор
открывается в течение 2 сек, находится открытым примерно 10 сек
и закрывается в течение 2 сек. За это время скип ЗК успевает на-
полниться коксом. После закрывания затвора весовой воронки
подается автоматический импульс на подъем скипа с коксом ЗК.

В начале подъема скипа 2Р, как и в предыдущем случае, произ-
водится воздействие на опускание малого конуса. Перед этим урав-
нительные клапаны УКМК были открыты после открытия затвора
коксовой весовой воронки. На колошнике скип 2Р опрокидывается
248 сек

Ваян-весы

тг

Импульс машиниста
но отправку скипа 1Р
---------------7Г~

Импульс машиниста
на отправку скипа 2 Р

77Т

Правый грахт

поездка за материалами

. ___________50

50

Левый грохот
~3агпв.прад
коксдесоо
Затв левых
кокс бесов

Откр 2

10 2
Зокр* 

ИГ

Откр

Правый скип

Левый скип

77

* Скип с рудой 1Р

~ Л1. '

Скип с рудой 2 Р

Отир г<
.. .!> !,
Скипе коксомЗК

10 2
закр*

ю 2
30Кр*

1 .а

Скип с коксом 5к

ККП

вращают..
распред

Малый конус

Большой конусг^1-'

12

{	закр

Уравн. кпап.
ПК

Уровнкт „

БК а

Правыйзонв -

Г

закр13

ЗСкр

Откр

Откр

72

закр

Откр

Откр

закр

Откр



Скип с коксом и к

закр

13 иТТГ

Откр

закр

“7---------

ШЯОпускание

закр

“IГ—

 Опускание

77--------

' опускание

Опускание

Левый ЗОНд----------““Т’тга опускание

д—з 26

Подъем
— д 2б

Подъем

подъем
шпА.

Подъем

26

^шОоускание

Рис. 1-13. График последовательности работы механизмов системы загрузки доменной’ печи
и высыпает материал во вращающийся распределитель, последний
через 5 сек после остановки скипа 2Р в крайнем верхнем положении
поворачивается. В начале подъема третьего скипа ЗК подается им-
пульс на открывание малого конуса, и рудный материал скипа 2Р
ссыпается на большой конус. С началом закрывания малого конуса
подается импульс на подъем контрольных зондов и разрешение на
открытие уравнительных клапанов большого конуса УКБК, так
как после второго рудного скипа 2Р программой загрузки преду-
сматривается открытие большого конуса. После закрытия МК
дается импульс на открывание уравнительных клапанов УКБК,
затем с выдержкой времени 5 сек дается импульс на открывание
большого конуса БК. В начале опускания большого конуса по-
дается импульс на закрывание УКБК.

В начале подъема скипа ЗК дается импульс на включение пра-
вого грохота для заполнения правой коксовой воронки. Время за-
полнения составляет примерно 50 сек. В крайнем верхнем положе-
нии скипа ЗК включается ККП, и с выдержкой времени 5 сек начи-
нает работать ВР. Кроме того, открывается затвор левой коксовой
весовой воронки, загружается коксом скип 4К. После закрытия зат-
вора весовой воронки подается импульс на подъем скипа 4К- В на-
чале подъема этого скипа подается импульс на открытие МК, и
кокс скипа ЗК начинает ссыпаться на БК. Перед опусканием МК
открываются уравнительные клапаны УКМК~. Дальнейшая работа
механизмов повторяется.

Из графика (рис. 1-13) видно, что полное время одной подачи
составляет 248 сек, что является для заданной программы загрузки
минимальным, так как главный подъемник работает с предельно
малыми паузами, требуемыми для погрузки материалов в скип.
Глава II

АВТОМАТИЧЕСКАЯ СИСТЕМА ЗАГРУЗКИ
ДОМЕННОЙ ПЕЧИ

§ 2-1. Развитие систем управления

Первая советская автоматическая система загрузки доменной
печи была изготовлена в 1933 г. для типовой доменной печи полез-
ным объемом 930 м3. В такой системе электропривод главного ски-
пового подъемника имеет два двигателя постоянного тока по
120 кет каждый с реостатным управлением и последовательно-
параллельном включением двигателей. Скорость подъема скипов
1,8 м/сек.

Вторая модель автоматической системы загрузки была изготов-
лена в 1935 г. для доменных печей объемом 930—1100 м3. В этой
системе применено безреостатное управление (Г — Д) двумя дви-
гателями главного подъема типа КП4-4, 190 кет, 300 в, 620 об/мин.
Скорость подъема скипов 2,5 м/сек.

Третья модель изготовлена в 1937 г. для доменных печей объемом
1386 м3. Эта модель отличается от предыдущих применением для
питания двигателей главного подъема' одного генератора типа
ПБК-6, 500 кет, 750 об/мин. В ней произведена замена счетных
механических реле на реле с магнитным залипанием. Это реле типа
РЭ-180 без латунной немагнитной прокладки имеет две катушки:
втягивающую — с большим числом витков и осаживающую — с ма-
лым числом витков. Осаживающая катушка действует встречно
втягивающей, ее намагничивающая сила (НС) недостаточна, чтобы
притянуть якорь к сердечнику реле. При включении втягивающей
катушки на напряжение, реле срабатывает и остается в таком втя-
нутом состоянии за счет действия остаточного магнетизма и после
снятия напряжения со втягивающей катушки. Для отключения реле
следует дать кратковременный импульс напряжения на осаживаю-
щую катушку, НС которой полностью размагнитит реле, в резуль-
тате чего реле придет в нормальное положение. В системе модели
1937 г. впервые применен автоматический перегон холостых скипов.
Максимальная скорость подъема скипов 2,5—3 м/сек.
Четвертая модель изготовлена в 1941 г. для доменной печи
объемом 1386 м8. Произведены некоторые усовершенствования схемы
управления. Более эффективна защита; максимальная скорость
подъема скипов 2,5—3 м/сек.

Пятая модель (1949 г.) предназначалась для доменных печей
емкостью 1386 л3 с мощностью генератора двигателя до 600 кет.

Шестая модель (1952—1953 гг.) предназначена для доменных
печей объемом 1513 и 1719 л3. В ней увеличена мощность двига-
74

телей главного подъема. Применены два двигателя типа ДП $4— 6,
260 кет. Увеличена грузоподъемность лебедки с 15 до 22,5 т, а
также количество устанавливаемых различных программ с одной
до двух. Погрузка скипов производится при любом чередовании
двух различных программ в цикле по заранее установленной про-
грамме. Количество станций вращения распределителя увеличено
с 6 до 24. Таким образом, углы поворота ВР могут быть установ-
лены кратными 15°. Предусматриваются две программы изменения
угла поворота, что дает возможность устанавливать независимые
программы поворота для правых и левых коксовых и рудных ски-
пов. Предусмотрены впервые уравнительные клапаны для большого
и малого конусов. Установлена раздельная программа уровня «печь
полна» для каждого из зондов и отдельно для рудной и коксовой
части подачи. В отличие от предыдущих моделей аварийный тормоз
не применяется. Максимальная скорость подъема скипа 3,5—
4 м/сек.

Седьмая модель (1961 г.) предназначена для доменных печей
объемом 2000 м8. Мощность двигателей и генераторов сохраняется
такой же, как и в модели 1952—1953 гг. Модель 1961 г. отличается
от предыдущих тем, что она обеспечивает высокопроизводительную
работу доменной печи при доставке к скипам рудно-флюсовой части
шихты как вагоном-весами, так и транспортерной системой. Коли-
чество программ подачи увеличивается до шести с возможностью
циклования четырех программ. Применяется дистанционный набор
программ; набор подач и циклов вынесен к мастеру. Применено
программно-информационное устройство. Максимальная скорость
подъема 3,5—4 м/сек.

§ 2-2. Принципы построения автоматических
систем загрузки

В системе загрузки доменной печи большое количество механиз-
мов связано между собой условиями технологического процесса.
Автоматическая система загрузки должна обеспечить работу этих
механизмов в строго определенной последовательности.

Управление механизмами вагона-весов производится, как пра-
вило, вручную. Погрузка руды и флюсов в скипы начинается от
импульса машиниста вагона-весов. Все остальные операции должны
осуществляться автоматически. Так, полностью автоматизируется
работа механизмов засыпного аппарата — вращающегося распре-
делителя, конусов, зондов, уравнительных клапанов; механизмов
коксовой загрузки — грохотов и коксовых весовых воронок; подъем-
ника при загрузке коксом.

Транспортировка и погрузка рудно-флюсовой шихты от бун-
керов в скипы с помощью вагона-весов из-за сложности до сих пор
не автоматизированы.

В настоящее время находит все большее применение для мощ-
ных доменных печей конвейерная, непрерывная доставка руды и
флюсов к скипам, при которой загрузка в скипы этих материалов
производится автоматически, без воздействия со стороны опе-
ратора.

Требуемая последовательность работы механизмов системы за-
грузки устанавливается с помощью различного рода блокировок.
При этом различают блокировки программные, рабочие и предох-
ранительные.

Программные блокировки устанавливают поря-
док и очередность загрузки рудных и коксовых скипов, изменение
угла поворота вращающегося распределителя, порядок работы
большого конуса, зондов, уравнительных клапанов и т. д.

Рабочие блокировки производят автоматическое
включение в работу того или иного механизма после окончания
работы предыдущего механизма в соответствии с программой за-
грузки. Так, например, при опускании скипа в крайнее нижнее
положение конечный выключатель главного подъемника замыкает
свой контакт в цепи катушки контактора двигателя затвора коксо-
вой весовой воронки. Малый конус начинает опускаться после
начала подъема скипа. Большой конус опускается после закрытия
малого конуса, открытия уравнительных клапанов У КБ К и подъема
зондов.

Предохранительные блокировки не разре-
шают грузить в скип кокс, если программой предусматривается
погрузка руды, грузить материал в скип, если он не находится
в скиповой яме, и т. д.

Блокировки осуществляются главным образом специальным
аппаратом — командоконтроллером программы ККП.

В связи с необходимостью в процессе работы доменной печи
изменения программы загрузки с соответствующим чередованием
программ должна быть предусмотрена автоматизация чередования
не только скипов в одной подаче, но и автоматизация чередования
разных подач. Так, например, за один цикл должно быть загружено
пять подач одного типа и восемь подач другого. Такой порядок
загрузки подач должен сохраняться до тех пор, пока не будет дан
сигнал на изменение цикла.

В модели 1952—1953 гг. предусматривается загрузка циклами
подач по двум различным программам (подачам) Л и Б. В модели

2 В. П. Бычков

33
1961 г. предусматривается шесть различных подач, из них четыре
подачи участвуют в автоматическом цикловании.

Для получения заданного порядка чередования подач приме-
няется командоконтроллер цикла ККЦ. Таким образом, с помощью
командоконтроллера программы ККП устанавливается очередность
загрузки скипов в одной подаче, а с помощью командоконтроллера
циклов ККЦ — чередование самих подач в одном цикле.

Принципы построения системы модели 1952—1953 гг. и системы
модели 1961 г. в основном одни и те же. Однако первая система
проще из-за наличия меньшего количества программ и отсутствия
ряда узлов, не являющихся принципиальными. Поэтому в основу
рассмотрения принципов построения взята система модели 1952—
1953 гг.

Командоконтроллер цикла ККЦ, представляет со-
бой командоаппарат типа КА-4289, имеющий 24 диска и 12 фикси-
рованных положений. Эти 24 диска размещены на двух параллельно
и одновременно работающих барабанах по 12 дисков на каждом.
Привод командоаппарата осуществляется от двигателя постоянного
тока последовательного возбуждения типа ПН-5 мощностью 0,38 кет.
Кроме основной, последовательной обмотки возбуждения, этот
двигатель имеет еще короткозамкнутую. Для получения понижен-
ной скорости двигателя включены два сопротивления: одно по-
следовательно, другое параллельно якорю.

На рис. 2-1 представлена схема расположения контактов
барабанов командоаппарата ККЦ. Пуск двигателя ККЦ произ-
водится замыканием контакта 1ЛЦ в цепи якоря. Время пуска
двигателя 0,4 сек; время поворота барабанов на 30° равно при-
мерно 2 сек. При отключении двигателя якорь его закорачивается
НЗ контактом 1ЛЦ. В этом случае происходит динамическое
торможение при медленно изменяющемся потоке двигателя бла-
годаря наличию короткозамкнутой обмотки. Удерживающая ка-
тушка /ЛДуд предназначена для надежного замыкания НЗ кон-
такта 1ЛЦ в цепи динамического торможения. В схеме исполь-
зуются все 24 диска командоаппарата и предусматривается поворот
барабанов ККЦ за время одного цикла на два полных оборота.
При первом обороте присоединяются к схеме и работают 12 кон-
тактов левого барабана [ККЦ1 — ККЦ12), при втором обороте
контакты 1—12 отсоединяются, и присоединяются к схеме 12 кон-
тактов правого барабана (ККЦ13 — ККЦ24).

На рис. 2-2 представлена схема управления циклами подач,
где для упрощения показаны не все 24 цепи, а лишь 9: пять цепей
от левого барабана и четыре — от правого.

В схеме управления ККЦ имеются реле программ: РА — реле
программы А и РБ — реле программы Б. Эти реле могут быть под-
ключены на напряжение сети через контакты ККЦ и программные
переключатели. В верхнем положении переключателя возможно
включение реле РА; в нижнем — включение РБ; в промежуточном
34
Рис. 2-1. Развертка командоконтроллера цикла ККП
2РЦ

РС РА РБ

44---Н---И

4БККЗ

ККП19 РД РБ

^44—н

ЧЕКК1

2РПСС

2РИ

П|Т^Р6

I ? ПР

ЧБКК2 |_А 1,1



1ЛЦ

2РП

4БККЗ

2РП

'1КЦА 2КЦА ЗКЦА 4КЦА

К-ры
программы А

К-ры
программы Б



Правый
барабан
1РС 2РС

Ф

Ф

Ф

Ф

Левый
барабан
1РС 2РС

Ф

Ф

Контакты ККЦ
ККЦ24
-----О	о—

ККЦ 23
-----о	о—

ККЦ 14
-----о	о—

ККЦ 13

-----о	о—

ККЦ 12
-----о	о 

ККЦ 11
----О	о--

ККЦЗ

----о	о—

ККЦ2

	о	о--

РС

1КЦБ 2КЦБ ЗКЦБ 4КЦ6
Програм-
мные пере-
ключат.



5^®



РА

РБ

ККЦ1

О О-

Р(У °®‘

Рис. 2-2. Схема управления циклами подач

Реле
программы А

Реле
программы Б
положении переключателя — реле РА или РБ не могут быть под-
ключены к напряжению сети.

С помощью программных переключателей набирается программа
цикла. Так, например, если требуется набрать программу цикла
из пяти подач типа А и восемь подач типа Б, то пять программных
переключателей должны быть поставлены в верхнее положение,
восемь — в нижнее, а остальные — в промежуточное.

Контакты 1РС и 2РС в цепях реле РА и РБ предназначены для
того, чтобы присоединять к схеме цепи ККЦ2 — ККЦ12 и отключать
цепи ККЦ13 — ККЦ24 при первом обороте, и присоединять цепи
ККЦ13 — ККЦ24 и отсоединять цепи ККЦ2 — ККЦ 12 при вто-
ром обороте ККЦ-

В первом положении ККЦ контакт ККЦ1 замыкается (рис. 2-1),
реле РС срабатывает и его НО контакт подает напряжение на
катушки 2РСос и 1РСВТ. При этом цепи от левого барабана подклю-
чаются к схеме, а цепи от правого отключаются (рис. 2-2). Такое
состояние будет сохраняться до 13-го положения ККЦ, в котором
опять замыкается ККЦ1 (см. рис. 2-1), вновь срабатывает реле РС,
после чего НО контакт подключит на напряжение цепи с катушками
2РСВТ и 1РСос, так как до этого сработало промежуточное реле РН,
переключившее свои контакты в цепях катушек реле 1РС, 2РС.
При срабатывании реле 2РС и отключении 1РС отсоединяются
цепи от левого и присоединяются цепи от правого барабанов.

В начале каждой подачи замыкаются контакты командоконтрол-
лера программы ККН24 и ККП19 (рис. 2-3). При этом подклю-
чается контактор 1ЛЦ (рис. 2-2) и двигатель А командоконтроллера
ККЦ начинает поворачивать ККЦ (рис. 2-1). Останов двигателя
ККЦ и прекращение поворота ККЦ может произойти в некотором
фиксированном положении, что осуществляется следующим обра-
зом. Контакт ККН24, подающий начальный импульс на поворот
ККЦ, шунтируется цепью, состоящей из НЗ контактов реле РС,
РА и РБ (рис. 2-2)-. Кроме того, имеются переключащие контакты
реле 2РЦ. После начала вращения ККЦ реле РС отпадает и его
НЗ контакт в шунтирующей цепочки замыкается, в результате
чего реле 2РЦ получает питание и его контакты переводят пита-
ние контактора 1ЛЦ через шунтирующую цепь, с контактами
РС, РА и РБ. Питание контактора 1ЛЦ и вращение ККЦ будет
продолжаться до тех пор, пока один из контактов РС, РА или РБ
не разомкнется. Так как реле РС подключается на 1-ми 13-м поло-
жениях, то в этих положениях цепь контактора 1ЛЦ разрывается,
что и приводит к остановке ККЦ в этих положениях. В других
положениях ККЦ будет останавливаться только при условии под-
ключения на напряжения реле РА и РБ. Следовательно, для оста-
новки, например, в 5-м положении программный переключатель
должен стоять или в верхнем, или в нижнем положении. В пятом
положении ККЦ контакт ККЦ5 закрывается, и напряжение по-
дается на реле РА и РБ в зависимости от положения переключа-
теля, при этом контакт РА (РБ) размыкается, контактор 1ЛЦ
теряет напряжение и двигатель ККЦ останавливается. Таким обра-
зом, представляется возможность путем соответствующей установки

Короткозамкнутая
обмотка Двигатель ККП

12 1 2 3 Ч 5 6 7 8 9 10 11 12

ККП13
ККП1Ч
ККП15
ККП 16

ККП 12
ККП 11
ККП 10

ККП9
ККП8
ККП 7
ККПБ
ККП5
ККПЧ
ККПЗ
ККП2
ККП1
ККП21
ККП22
ККП23
ККПЧ
ККП 19
ККП 20
ККП 17
ККП 18

12 1 2 3 Ч 5 6 7 8 9 10 11 12

программного переключателя
останавливать ККЦ в любом
заданном фиксированном по-
ложении при срабатывании
реле РА и РБ.

Реле РА и РБ воздейст-
вуют на цепи втягивающей и
осаживающей катушек проме-
жуточного реле 2РП. При сра-
батывании реле РА осаживаю-
щая катушка реле 2РП под-
ключается на напряжение.
В этом случае реле 2РП своим
НЗ контактом включает кон-
такторы программы А (1КЦА,
2КЦА, ЗКЦА и 4КЦА), а
при срабатывании реле РБ
втягивается реле 2РБ и своим
НО контактом включает кон-
такторы программы Б (1КЦБ,
2КЦБ, ЗКЦБ и 4КЦБ). В
этих цепях переключатель
46КК применяется при необ-
ходимости изменения прог-
раммы цикла вручную, что
возможно только в начале по-
дачи, когда ККП переходит
в первое положение и кратко-
временно замыкается контакт
ККП19.

С помощью командо-
контроллера прог-
раммы выполняется за-
данная программа загрузки

Рис. 2-3. Развертка командоконтроллера ДОМНЫ, контролируется после-
программы ККП	довательность загрузки в скип

руды и кокса, устанавливается
заданный порядок работы доменного подъемника, вращающегося
распределителя, малого и большого конусов, зондов,. ККП поз-
воляет производить погрузку добавочных внепрограммных скипов,
перегон холостых скипов.

На рис. 2-3 представлена развертка ККП, а на рис. 2-4, а, б —
схема управления ККП. Для управления вращением и остановкой
ККП применяется узел, состоящий из ряда реле и контактов ККП.


'Такой узел в упрощенном виде представлен отдельно на рис. 2-5.
Начальный импульс на поворот ККП подается от скипового подъем-
ника с приходом скипа (правого или левого) в скиповую яму. Кон-
такты ККП 13 — ККП 16 включены последовательно (рис. 2-5).
Все они замкнуты в промежуточных положениях ККП-, в любом фик-
сированном положении какой-либо один из этих контактов разомк-
нут (рис. 2-3).

Г Питание катушки контактора 1ЛК двигателя Б командоконтрол-
\.:ер — программы может происходить через одну из трех параллель-
но соединенных между собой цепей: через цепь с контактами конеч-
уцого выключателя КБВ-2 {КБН-2) подъемника, через цепь с кон-
тактами ККП13 — ККП 16 или же через цепь с контактами ЗРК,
ЗРР, ЗРП, 1РП (рис. 2-5). В любом фиксированном положении
ККП и при отсутствии скипа в скиповой яме все три параллельные
Цепи разомкнуты, контактор 1ЛК отсоединен от сети и ККП непод-
вижен. С приходом скипа в скиповую яму, например правого скипа,
.замыкается контакт КБВ-2 конечного выключателя. Катушка
.Контактора 1ЛК получает питание, и двигатель начинает поворачи-
вать ККП. В промежуточном положении ККП все контакты
1ККП13 — ККП 16 закрыты; при этом контактор 2КБ срабатывает
И его контакты переключаются. В результате этого питание кон-
тактора 1ЛК будет продолжаться через цепь с контактами ККП 13 —
:ККП16, а также через вторую параллельную цепь с контактами
ЗРК, ЗРР, ЗРП и 1РП. В то же время получают питание втя-
гивающая катушка реле 1РБВТ и осаживающая катушка реле
,2РБОВ. Этим подготавливается питание контактора 1ЛК через
контакт КБН-2, когда придет следующий, — левый скип в ски-
повую яму.

Когда ККП придет в следующее фиксированное положение, то
разомкнется один из контактов ККП 13 — ККП16. Дальнейшая
работа ККП теперь зависит от того, будет ли замкнута вторая об-
иходная цепь, состоящая из НЗ контактов ЗРК, ЗРР, ЗРП и 1РП.
Если все эти контакты замкнуты в данном фиксированном положе-
нии ККП, то контактор 1ЛК останется подключенным к напряже-
нию и ККП не остановится, он будет поворачиваться до тех пор,
пока не разомкнется один из контактов этой второй обходной цепи.
'Следовательно, остановка ККП в его заданном фиксированном
Положении производится размыканием соответствующего контакта
-второй обходной цепи {ЗРК, ЗРР, ЗРП или 1РП).

г' Присоединение к схеме ККП реле загрузки скипа коксом ЗРК
' реле загрузки скипа рудой ЗРР выполняется программными пере-
-ключателями 1ПА — 12ПА отдельно для программы А и 1ПБ —
12ПБ — для программы Б (рис. 2-4, б). В верхнем положении
переключателя присоединяется реле ЗРР, в нижнем — реле ЗРК',
в среднем положении переключателя схема работает на пропуск,
Д'. е. на заданном фиксированном положении ККП не. останавли-
вается, так как реле ЗРК и ЗРР не размыкают своих контактов, и
через вторую обходную цепь продолжается питание контактора
1ЛК.

Включение реле 1РП производится независимо от установки
программных переключателей на первом положении ККП, что вы-
зывает принудительную остановку ККП в начале каждой подачи.

Схема ККП предусматривает разные условия работы системы
загрузки. Так, например: нормальная работа при погрузке руды
и кокса, производимая в соответствии с заданной программой;

а)



2КБ

5Г-!—1— зкр

РПБ^

Грб! —

1ЛК

ЗРК_________

ъ ЗРДС рнг*#;
^'ЗРР Ч\\^51
' У мастера.

ЗКК

ЗКР

24 Р

рп^зГк

ЗРР

11КК-3
У1КК-3
•И2кк-з
•шкк-р
[Д2КК-4
111КК-Р

ЧРБВС

ГП

2РБ Г—1.

5КБ

КБН-2

лгРПБ
ЛГЗКР

^РКБ

КБВ-2

1——*~И_

икб 1РВ

ЗРП^=

5КБ _____РрБет

4КБ 5РБ6т

г-} 5КБ

11 2КБ

ЗРП

"'ГЦРБ

2РБ

1РБ

чг-

_ 5РБ

,2РБе/п |Г~

КББ-^
квв-г\
—

------ККП-13
°ККП-14
[^ккп-&

2КБ

1 2КБр

2КБ ___2РБК

1ЙК

СРВ 1РБ

\2КБ 2КБ 2РДСК 1ЛК

ЗРК	ЗРР ЗРП 1РП

ТГ---44--44—44~

: 2РДС
2РДС

ЗРДС 1РДС0: 1ЛК

15КК-2
15КК-Ц.

2РДДет 1РДС

-------II---

<23Р

° 22Р



У мастера	^1РП

ККП18	1РП

о о-----------------------------

Рпс. 2-4. Схема командоконт
ркцб

9РК

ЛКЦА

2КЦА

Одиночный перегон
скипов
пкик 12кк~1
ККП-12 Ц1ЩА [1 | П]
•о	о—м1—1 г II-

11КА

-.... окцб ।6 IН

; ККП-11 РКЦА 21КК-1

Г1 ЧКЦБ~'

1/КЦБ '

Программные
переключатели

12ПА_ 3 '

ЛеПБ |

11ПА ?

акцв .	^ккп-{5,

,, ииг° °”т,г^

6КБ

„6КА

ЗКЦБ з

	"ЗКЦА				ККП-7^
			ККП-6_
			

ЗКЦБ

-окб

ГЛЦб

ЮЛА 1

9ПА^
ЭПБ [

□

] ККП-9^ ОКЦА
&~Р'4/Щ5 ~

12КК-2

ККП-В ЗКЦА ! ? '
-т—О	о—у-,|—11 IТI

	БПБ
	

ЗКЦБ

ЗКЦА &КК-2

	"ЗКЦБ	
	II	  ЗКЦА	1
	" ЗКЦБ	

ККЛ-5 2КЦА '? 

-о о- -	111

1"? 1 I 1  11 11 1	

_2И^Л

7ПБ ?

РКА
ккп-и
—о о

_^Ж

5ПБ |

ккп-з

-о

’КЦА 21КК-3
^2КЦБ
1КЦА

рлб ]

ЗЛА 1

? ^22КА
/КЦА1 [ дКП'2о

°~~Г'эд^ ~

/2КК-5

)	'ЗЛБ
	

роллера программы ККП

ККП-1

о <

;] |П
Т"~Т!!Т
1ц и;'г
1КЦБ 1 1 1 М

1КЦА 21КК-5
1КЦБ

ККП-21

|—О	о----

ККП-&

I—о	о —

МП-19

I—о	о —

МП-22

। О	О " ~

ККП-23 I

[^ККП-2^±

2ЛБ ]

2ЖЗ

В схему вращаю-
щегося распредел.

В схему '
ккц

В схему
конусов
погрузка добавочных скипов, не предусмотренных программой;
перегон пустых скипов.

Рассмотрим работу схемы при нормальной погрузке руды и
кокса по следующему заданию: шесть подач программы А —
РРКККО и четыре подачи программы Б — КРРККО. При этом
переключатели необходимо поставить в следующие положения:
1ПА, ЗПА—верхнее; 5ПА, 7ПА, 9ПА — нижнее; 2ПА, 4ПА,
6ПА, 8ПА, 10ПА, 11ПА и 12ПА — среднее; 1ПБ, 7ПБ, 9ПБ —
нижнее; 317 Б, 5ПБ — верхнее; 2ПБ, 417 Б, 6ПБ, 8ПБ, 10ПБ,
11ПБ и 12ПБ —среднее. Пропуски между рабочими положениями
ККП предусматриваются для того, чтобы иметь возможность на
нерабочих положениях грузить добавочные скипы. Чередование
программ А и Б устанавливается ККЦ-

Рис. 2-5. Узел включения двигателя ККП

В первом положении ККЦ включены контакторы 1КЦА —
4КЦА. Этим обеспечивается загрузка по программе А. В.начале
первой подачи в скиповую яму опустился первый скип этой подачи
и замкнулся контакт КБВ-2; контактор 1ЛК срабатывает и под-
ключает двигатель ККП к напряжению, при этом ККП начинает
поворачиваться. В промежуточном положении замыкается цепь
контактов ККП 13 — ККП 16 и включается контактор 2КБ, при
этом питание контактора 1ЛК производится через цепь ККП 13 —
ККП16. Переключатель 1ПА стоит в верхнем положении, поэтому
в первом положении ККП будет включено реле ЗРР. Одновременно
включается в реле 1РП. В результате этого вторая обходная цепь
разорвется, и контактор 1ЛК, потеряв питание, отключит двигатель,
ККП остановится. После остановки двигателя включается контактор
погрузки руды ЗКР (рис. 2-4, а). Включение контактора ЗКР воз-
можно, если замкнут НО контакт реле РПБ. При включении кон-
тактора ЗКР дается разрешение машинисту вагона-весов на пог-
рузку руды в скип. При открытом затворе кармана вагона-весов
включается реле РБ и отключается реле РПБ. После загрузки
в начале подъема скипа размыкается контакт КБВ-2, в результате
чего напряжение с контактора ЗКР снимается.

С приходом левого скипа в скиповую яму замыкается контакт
КБН-2. Опять включается контактор 1ЛК, получая питание через
закрытый НО контакт 1РБ и НЗ контакт 2КБ; ККП вновь пово-
рачивается. Он проходит второе положение без остановки, так как
переключатель 2ПА стоит в среднем положении. В третьем положе-
нии ККП включается реле ЗРР и схема ККП, работая в той же
последовательности, что и в первом положении, дает разрешение на
погрузку руды в левый скип.

Так же совершается переход ККП в пятое положение с приходом
третьего скипа (правого) в скиповую яму. Далее, в пятом положе-
нии ККП получает питание реле загрузки коксом ЗРК (переклю-
чатель 5ПА стоит в нижнем положении). После остановки двигателя
ККП контактор ЗКК получает питание и дается импульс на откры-
вание затвора правой коксовой воронки. Затвор открывается, кокс
ссыпается в скип. С открытием затвора правой коксовой воронки
закрывается его конечный включатель, и реле РПБ отключается.

После загрузки скипа коксом и закрытия затвора коксовой во-
ронки подается импульс на его отправку. В начале подъема скипа
размыкается контакт КБВ-2 и контактор ЗКК отключается. Затем
ККП останавливается на седьмом и девятом положениях, давая
разрешение на. погрузку скипа коксом. После этого ККП перейдет
в первое положение. При переходе из двенадцатого положения
в первое замкнется контакт ККП-24, что вызовет перемещение
ККЦ в следующее положение, соответствующее загрузке по про-
грамме А.

После окончания шести подач по программе А, командоконтрол-
лер цикла ККЦ перейдет в седьмое положение, в котором включа-
ются контакторы 1КЦБ — 4К.ЦБ программы Б. При этом ККП
остановится в первом положении, так как переключатель 1ПБ
поставлен в нижнее положение. В этом случае включится реле
ЗРК, затем ЗКК, будет подан импульс на открывание затвора кок-
совой весовой воронки и подъемник после закрытия затвора воронки
получит импульс на подъем скипа с коксом. В третьем и пятом по-
ложениях ККП включаются реле ЗРР и контактор ЗКР, чем дается
разрешение машинисту на отправку скипа с рудой. В седьмом и де-
вятом положениях ККП дается импульс на загрузку и отправку
скипов с коксом.

Порядок опускания большого конуса, независимый от каждой
программы, задается установкой переключателей 2КА, 4КА, 6КА,
9КА, ИКА для программы Л и 2КБ, 4КБ, 6КБ, 9КБ, 11КБ для
программы Б. Переключатели могут устанавливаться в любом по-
ложении ККП. Большой конус всегда опускается в первом и седь-
мом положениях ККП, а в остальных — по необходимости. Им-
пульс на опускание большого конуса подается через контакты
ККП-22 в первом положении ККП; через контакты ККП-20 и
ККП-23 в седьмом, а в остальных положениях с помощью реле
2РК, 4РК, 6РК, 9РК и ИРК.

В подачу может быть загружено несколько добавочных скипов
с рудой или коксом, если общее число скипов в подаче меньше 12.
Добавочные скипы с коксом грузятся автоматически, а добавочные
скипы с рудой — машинистом вагона-весов по указанию мастера
доменного цеха. Погрузка добавочных скипов возможна в положе-
ниях ККП, поставленных на пропуск. Для заказа добавочных ски-
пов воздействуют на командоаппарат 15КК. Рассмотрим случай,
когда в цепи втягивающей катушки реле добавочных скипов
1РДСЪ1 переключатель 23 Р находится в верхнем положении (один
добавочный скип). Пусть ККП стоит в первом положении и правый
скип находится внизу. При этом реле 1РП находится под напряже-
нием, его контакт в цепи катушки 1РДСЪЛ закрыт, поэтому реле
1РДС находится во втянутом состоянии. При повороте командо-
аппарата 15КК для заказа добавочного кокса закрываются кон-
такты 15ККЗ и 15КК4. При этом срабатывает реле 2РДС, подго-
тавливая для включения реле ЗРДС. НЗ контакт 2РДС разрывает
вторую обходную цепь питания контакторов 1ЛК и 2КБ. С прихо-
дом в скиповую яму второго левого скипа замыкается контакт
КБН-2; контактор 1ЛК срабатывает, и ККП начинает поворачи-
ваться. Он пройдет промежуточное положение, но во втором фикси-
рованном положении остановится, так как цепь с контактами
ККП-13 — ККП-16 разорвется, а вторая цепь разомкнута НЗ
контактом 2РДС, хотя в этом положении согласно программе он
не должен останавливаться. В этом положении через замкнутые
контакты ЗРК, ЗРР и 1РП подключается втягивающая катушка
реле ЗРДС, замыкается его НО контакт, контактор ЗКК срабаты-
вает и подается импульс на погрузку скипа добавочным коксом.
Одновременно с подключением втягивающей катушки реле ЗРДС
получает сигнал и осаживающая катушка реле 1РДС. При этом
реле 1РДС отпадает, что исключает возможность погрузки второго
скипа в данной подаче. При переходе ККП в следующее положение
реле 2РДС отключается, тем самым схема восстанавливается для-
нормальной загрузки скипов. Чтобы заказать несколько скипов
в подачу, необходимо переключатель 23 Р поставить в нижнее поло-
жение. При этом реле 1РДС будет включено постоянно. Тогда для
погрузки добавочного скипа в положении пропуска ККП следует
воздействовать на командоаппарат 15КК.

Перегон холостых, незагруженных скипов необходим в ряде
случаев: когда требуется изменить сторону подачи, т. е. вместо
правых скипов грузить левые; когда требуется повторно отправить
на колошник не вполне высыпавшийся скип; при выходе из строя,
например, правой стороны коксовой погрузки должен быть произ-
веден перегон всех правых коксовых скипов, и наоборот. Худой
скип загружать нельзя, следовательно, требуется его перегон.
При перегоне холостых скипов должна быть запрещена загрузка
в скип и не допускается работа вращающегося распределителя и
малого конуса. При автоматическом перегоне одиночного скипа
(одного скипа в подачу), который возможен в положениях ККП-2,
-5, -8, или -12, переключатели ПА и ПБ в этих положениях обычно
ставятся на пропуск. Присоединение к схеме реле перегона скипов
ЗРП производится с помощью командоаппарата 12КК для прог-
раммы А и 21КК для программы Б. Проследим работу схемы ККП
при автоматическом одиночном перегоне левого скипа. В этом
случае в начале подачи командоаппарата 12КК (при перегоне скипа
по программе Л) ставится в положение, при котором замкнут кон-
такт 12КК-5. С приходом левого, второго, скипа подачи в скиповую
яму замыкается контакт КБН-2 и ККП перемещается из первого
во второе положение, в котором ККП останавливается, так как
реле ЗРП получает питание и своим контактом размыкает вторую
обходную цепь контактора 1ЛК- При этом получает питание кон-
тактор перегона левого скипа 5КБ через замкнутый НО контакт
ЗРП и НЗ контакт 1РБ, после чего НЗ контакт 5КБ в цепи катушки
контакторов погрузки кокса ЗКК и погрузки руды ЗКР размы-
кается, чем запрещается погрузка материала в перегоняемый скип.
С некоторой выдержкой после прихода в скиповую яму перегоняе-
мого скипа автоматически включается привод подъемника и пустой
скип поднимается наверх.

Схема работает аналогично при одиночном перегоне правого
скипа. В этом случае переключатель 12КК следует поставить в та-
кое положение, при котором замкнуты контакты 12КК-2, что соот-
ветствует перегону правого скипа в восьмом положении ККП.
При перегоне правого скипа работает контактор 4КБ. Одиночный
перегон скипов может быть осуществлен и машинистом вагона-весов
при помощи командоаппарата 11КК. При перегоне машинистом
вагона-весов левого скипа командоаппарат ставится в положение,
при котором замкнут контакт 11КК-4. После прихода левого скипа
в скиповую яму замыкается контакт КБН-2, ККП будет переме-
щаться в следующее положение, реле 1РБ отпадает, а реле 2РБ
и РПБ срабатывают. Втягивающая катушка 5РБК1 получает пита-
ние через замкнутый НО контакт РПБ, контакты НКК-4 и НЗ
контакты 4КБ и 1РБ. В результате контактор 5КБ сработает,
разомкнется цепь катушек контакторов ЗКК, ЗКР, запрещая этим
погрузку материала в скип. Во втором положении ККП не оста-
новится, так как реле ЗРП отключено переключателем 12КК.
В третьем положении ККП остановится, так как сработает, в со-
ответствии с набранной программой, реле ЗРР. С некоторой выдерж-
кой после прихода левого скипа автоматически включается привод
подъемника, и пустой скип поднимается на колошник. С приходом
в скиповую яму следующего правого скипа замыкается контакт
КБВ-2. При этом подается напряжение через замкнутый НО кон-
такт 5РБ на катушки 1РБт и 2РБ0С. Реле 1РБ втягивается, размы-
Левый
зонд

углы поборото

Углы поворота

Правый
зонд

52ЛЗ

зон

зоны

35 ЛЬ

Правый скип

33 Л3

БУЛЬ

ЗЗаЛЬ

ЗБЛЗ

ББЛК

Б7ЛК

ЗЗЛБ
РЗ

13Л6
РН

Правый
кокс

ЗЗЛБ
ВД

22Л6
КЗ

2ЛБ
КН

УОЛК ср пк
УК

Л
1ЛВ
0.0
ЗЛБ
Ор
ЗЛБ
1.0
5ЛБ
>Р
6ЛЗ
2Р
7ЛЗ
2.5
ВЛЗ
3,0

ЗЛК
3.0

10ЛК

РР!	51 ЛБ

Левый скип

57ЛБ

БЗЛЗ

88ЛБ

225ЛЗ

А

83Л6
8агон-весы

63 ЛК

70ЛК
УК

бзлз

50ЛК

П
21ЛБ
0.0
ЗЗЛБ
0.5
23ЛБ

>.0
25Л6

>.5
28ЛЗ
2,0
27ЛЗ

28ЛЗ
3,0
23ЛК
зр
ЗОЛК

ЗБЛЗ 1ЦЛК

Ь5ЛЗ

БОЛК
УК

ББЛК

з?ЛЗ

ЗБЛЗ

11 ккпг—

скипоб 77

2
72ЛБ

3
73ЛБ

У
ЗЗЛБ

5
75ЛБ

99 ЛЬ	I

Пустой |

Б
7БЛБ

7

77ЛБ

8

78ЛБ

83ЛБ
Кокс

3

73ЛБ

ККЦ
№№
ВОЛБ прдач

пт

2
202ЛБ

3
203ЛБ

3

2МБ

5

205ЛБ

6
206Л6

7
287Л6

8
208ЛБ

3

209Л6

подач

13

13

20

21

31 ЛБ

□ ивлк *
в

226ЛЗ

Б

Ю
ВОЛЬ

11

81ЛБ

12

82ПБ

10

2ЮЛ6

11

211ЛВ

12

212ЛБ

22

23

23

213АБ 213ЛБ 215ЛВ 218ЛБ 217Л6 218ЛБ 213ЛБ 220ЛБ 221ЛВ 222Л6 223ЛВ 223ЛВ

ЗЗЛБ

39 ЛЗ

89ЛБ

85 ЛЗ

87ЛБ
кает цепь втягивающей катушки 5РБ^ и подключает на напряже-
ние осаживающую катушку 5РБ0<.. НЗ контакт 5РБ в цепи катушки
1ЛК замыкается, но НЗ контакт 1РБ этой же цепи разомкнется,
поэтому контактор 1ЛК не получит питание и ККП не будет пере-
мещаться с приходом правого скипа, после того как осуществлен
перегон предыдущего левого скипа. Так как в перегоняемый левый
скип материал не был сгружен, то реле РПБ осталось во втянутом
положении, поэтому при включении реле 1РБ подается напряжение
на катушку контактора ЗКР. Последний, срабатывая, разрешает
погрузку руды в правый скип. Если контакт 11КК-4 к приходу ле-
вого скипа остается замкнутым, тот этот скип будет отправлен
вновь незагруженным на колошник.

Автоматический перегон всех коксовых скипов (правых или
левых) производится машинистом вагона-весов с помощью командо-
аппарата 41КК на тех рабочих положениях ККП, на которых пе-
реключатели ПА, ПБ поставлены в нижнее положение (загрузка
кокса).

Автоматический перегон всех рудных скипов (правых или ле-
вых) производится машинистом вагона-весов с помощью командо-
аппарата 42КК на тех рабочих положениях ККП, на которых пе-
реключатели ПА, ПБ поставлены в верхнее положение (загрузка
РУДОЙ).

Автоматический перегон всех правых и всех левых скипов
производится с помощью переключателей 24Р и 22Р. При этом ко-
мандоконтроллеры ККП, ККЦ и механизмы погрузки не рабо-
тают.

Рис. 2-6. Главный сигнальный светофор

Зонды: \ЛБ‘, 2\ЛБ — зонд поднят 16ЛК, 18ЛК — «печь не полна»: прочие лампы указывают
уровень засыпи с интервалами 0,5 м.

Вращающийся распределитель; §7ЛК-ВР работает по левой программе; Ч8ЛК-ВР работает

по правой программе.

Углы: • 15—30—45—	105—120—135—	195—210—225—	285—300—315—

60—75—90°	150—165—180°	240—255—270°	330—345—360°

3 о н ы:	А	Б	Г	Д

Лампы:	1—2—3—4—5—6	1—2—3—4—5—6	1—2—3—4—5—6	1—2—3—4—5—6

Малый коиус II уравнительные клапаны: 61ЛБ — закрыт; 62ЛЗ —
перемещается 63ЛК — открыт; 6ВЛК — слабина; 40ЛК, ВОЛК — левый и правый уравни-
тельные клапаны МК открыты

Большой конус и уравнительные клапаны: 19ЛК — запрещено опус-
кание; 64ЛБ — закрыт; ВВЛЗ — перемещается; 66ЛК — открыт; 69ЛК — слабииа; 70ЛК,
60ЛК — левый и правый уравнительные клапаны, БК — открыты

Главный подъем: В1ЛБ, 4ВЛБ — скип наверху; В2ЛЗ, 44ЛЗ — скип движется
вверх; ВЗЛК, 43ЛК — работает лебедка главного подъема; 35ЛБ, 1ВЛБ — перегон неза-
груженных скипов; В4ЛЗ, 43ЛЗ — скип движется вниз; В5ЛБ, 41ЛБ — скип внизу.

Механизмы погрузки кокса: 89ЛЗ, 38ЛЗ — грохот рассева коксовой
мелочи работает: 34аЛБ, ЗЗаЛБ — бункер возврата коксовой мелочи заполнен; 56ЛЗ, 46ЛЗ —
грохот кокса работает; 37ЛЗ, ЗБЛЗ — грохот возврата работает; 57ЛБ, 47ЛБ — коксовая
весовая воронка полна коксом: В8ЛК, 48ЛК — затвор коксовой воронки открыт; 88ЛБ.
89ЛБ — скип коксовой мелочи вверху; 86ЛЗ, 85ЛЗ — скип коксовой мелочи поднимается:
90ЛБ, 87ЛБ — скип коксовой мелочи внизу

Заливка воды: 59ЛЗ — левый вентиль заливки воды открыт; 49Л73 — правый

вентиль заливки воды открыт

Сигнализация программы: 22ЛЗ — программа А: 226ЛЗ — программа Б;
83ЛБ — погрузка руды; 99ЛБ — программный перегон незагруженных скипов; 84ЛБ —
погрузка кокса; 71—82ЛБ — номера скипов; 201—224ЛБ — номера подач; ЗЗЛБ — заказ
добавочной руды; 13ЛБ — исполнение заказа добавочной руды; 22ЛБ — заказ добавочного
кокса; 2ЛБ — исполнение заказа добавочного кокса; 34ЛБ — заказ добавочной воды;
67ЛК — сигнал «осадка печи».
§ 2-3. Главный сигнальный светофор

Для контроля и сигнализации положения отдельных механизмов
системы загрузки применяется сигнальный светофор, устанавливае-
мый у скиповой ямы для машиниста вагона-весов и в помещении
мастера доменной печи. Сигнальный светофор представляет собой
металлический ящик с вырезанными прямоугольными отверстиями,
в которые вставлены стекла различных цветов. На этих стеклах ука-
заны соответствующие условные обозначения механизмов. Внутри
ящика против отверстий расположены лампы (рис. 2-6). При их
горении освещаются условные обозначения отдельных механизмов,
например, подъем и опускание скипов, положения малого, боль-
шего конусов и уравнительных клапанов, работа механизмов
погрузки кокса, уровень печи и т. д.

В случае аварийного режима работы системы (случайное отклю-
чение привода лебедки главного подъема, конусов, вращающегося
распределителя, механизмов погрузки кокса, чрезмерное снижение
или повышение уровня шихты в домне и т. д.) включается аварийная
сигнализация.
Глава III

ЭЛЕКТРОПРИВОДЫ МЕХАНИЗМОВ
СИСТЕМЫ ЗАГРУЗКИ

§ 3-1. Электропривод вагона-весов

В доменных печах небольшой производительности используется
вагон-весы грузоподъемностью 25 т с двумя приводными двига-
телями суммарной часовой мощностью 25 кет. Вагон-весы такой
грузоподъемности может выполнять требования доменных печей
полезным объемом до 1386 м3. Обеспечить же интенсивную работу
системы загрузки более крупных доменных печей с полезным объе-
мом 1513 м3 и выше они не в состоянии. Поэтому система загрузки
'доменных печей такого объема предусматривает применение вагона-
весов полезной нагрузки 40 т типа ЭВВ-40. Характерным в элект-
рооборудовании вагона-весов типа ЭВВ-40 является:

1.	Питание двигателей вагона-весов осуществляется от сети
трехфазного переменного тока напряжением 380 в.

2.	Применение системы генератор-двигатель для питания тяго-
вых двигателей и двигателей трансмиссий.

3.	Использование для передвижения четырех двигателей (один
двигатель на каждую ось), что почти в два раза увеличивает силу
сцепления в сравнении с вагоном-весами старой конструкции.

4.	Привод каждой трансмиссии затворов рудных бункеров про-
изводится от отдельных двигателей постоянного тока.

5.	Привод для подъемных коробок и затворов карманов пнев-
матический, управляемый при помощи электромагнитных вентилей.

6.	Торможение — электрическое. Аварийное торможение —
пневматическое.

Для передвижения вагона-весов применены четыре, двигателя
постоянного тока типа ДК-809Б, 35,6 кет, 250 в, 1650 об/мин с не-
зависимым возбуждением. Двигатели получают питание от генера-
тора постоянного тока мощностью 80 кет, 500 в, 985 об/мин. Генера-
тор вращается асинхронным двигателем типа МА 36-72/6, 100 кет
985 об/мин, 380 в.

Каждая трансмиссия (передней и задней стороны вагона-весов)
для открывания затворов рудных бункеров приводится от двигателя
типа ДП32, 16 кет при ПВ-0,25; 1170 об/мин, 220 в, с независимой
обмоткой возбуждения.

На рис. 3-1 представлена схема управления вагоном-весами
системы загрузки доменной печи. В этой схеме генератор Г подает
питание на двигатели передвижения вагона-весов Д1, Д2, ДЗ и Д4
и на двигатели трансмиссий ДТ1 и ДТ2. Подключение одной пары
двигателей Д1, Д2 к якорю генератора производится контактором
1ЛП и другой пары Д2 и ДЗ — контактором 2ЛП; подключение
двигателей трансмиссий — контакторами 1ЛТ и 2ЛТ. В схеме
имеются блокировки, запрещающие одновременное питание двига-
телей передвижения и двигателей трансмиссий. Обмотка возбужде-
ния генератора присоединена к якорю электромашинного усили-
теля ЭМУ. Три обмотки управления ЭМУ (обмотки УГЗ), соеди-
ненные последовательно, подключены на выход магнитного уси-
лителя МУ. Четвертая обмотка управления УГГ включена -в диа-
гональ динамического моста для стабилизации переходных процессов
системы.

В схеме используются три обмотки управления магнитного уси
лителя:

1.	Обмотка МУ-1, включенная на падение напряжения на со-
противлении 2С, пропорциональное току двигателей, и на напряже-
ние сравнения (падение напряжения на сопротивление 1СП). При
этом отрицательная обратная связь по току, благодаря примене-
нию вентилей 1ВС и 2ВС, действует с отсечкой.

2.	Обмотка МУ-2, включенная на часть напряжения генератора
(потенциометр 2СП) и напряжение сравнения, снимаемого с потен-
циометра ЗСГГ. В данном случае благодаря применению вентилей
ВС-В и ВС-Н получаемая здесь отрицательная обратная связь по
напряжению действует с отсечкой.

3.	Задающая обмотка МУ-3, включенная на напряжение опера-
тивной цепи через потенциометр 4СП.

Управление двигателями осуществляется с помощью командо-
аппарата КК- Подъем и опускание коробок осуществляется пневма-
тическими клапанами, которые управляются электропневматиче-
скими вентилями 1ЭПВ — 4ЭПВ при подъеме и 1ЭПН — 4ЭПН
при опускании. Открывание и закрывание затворов карманов осу-
ществляется пневматическими клапанами, управляемыми венти-
лями соответственно 1ЭКО — 2ЭКО и 1ЭКЗ — 2ЭКЗ. Включение
вентилей производится командоаппаратами БКЛ, БКП, ДКЛ и
ДКП— для управления коробками, ПК и ЛК —кия управления
затворами карманов.

Схемой управления предусматриваются следующие блокировки:

1.	Перемещение вагона-весов, т. е. включение двигателей Д1,
Д2, ДЗ, Д4 возможно, если шестеренные коробки находятся в ниж-
нем положении, закрыты карманы вагона-весов. С этой целью в цепи
линейных контакторов 1ЛП и 2ЛП включены контакты конечных
выключателей коробок 1КТ, 2КТ, ЗКТ и 4КТ, которые замкнуты
Рис. 3-1. Схема управления вагоном-весами
лишь в нижнем положении коробок, и контакты конечных выклю-
чателей затворов карманов вагона-весов 1КБ и 2КБ, которые замк-
нуты при закрытом состоянии затворов.

2.	Включение двигателя трансмиссии ДТ1 или ДТ2 с целью
открытия затворов рудных бункеров возможно лишь при поднятой
шестеренной коробке. Для этого в цепи контакторов 1ЛТ и 2ЛТ
включены контакты конечных выключателей коробок 11КТ, 12КТ,
13КТ, 14КТ, которые замкнуты лишь в верхнем положении.

3.	Подъем и опускание шестеренных коробок возможно лишь
при неподвижных двигателях перемещения, что обеспечивается НЗ
контактом реле 1РЭ, катушка которого подключена на напряжение
генератора.

4.	Открытие карманов вагона-весов возможно, если вагон-весы
находится над скиповой ямой, при наличии соответствующего
скипа в яме и при рудном положении ККП. Первая блокировка вы-
полняется с помощью троллей А, В и С, которые присоединяют ап-
парат управления ПК, ЛК, включающий катушки реле 1РКВ7,
2РКву к цепи управления, лишь тогда, когда вагон-весы стоит над
скиповой ямой. Две остальные блокировки осуществляются тем,
что в цепь втягивающей катушки 1РКВу (2РКвт) йключен контакт
КБВ-2 (КБН-2), который замкнут при наличии скипа в скиповой
яме, контакты ЗКР и РПБ из схемы ККП, замкнутые, если в соответ-
ствии с программой должна производиться загрузка скипа рудой.
Открывание карманов вагона-весов осуществляется с помощью
командоаппарата ПК — правый карман (ЛК — левый карман),
подключающего катушку 1РКВТ (2РК,„) на напряжение сети, если
замкнуты контакты КБВ-2 (КБН-2), ЗКР и РПБ. При срабатыва-
нии 1РК (2РК) включается вентиль 1ЭКО (2ЭКО) пневматического
клапана, с помощью которого производится открывание кармана.

В схеме предусматриваются следующие варианты питания дви-
гателей от генератора Г:

1.	Питание четырех двигателей передвижения вагона-весов
(Д1, Д2, ДЗ, Д4).

2.	Питание двух двигателей передвижения вагона-весов (Д1,
Д2 или ДЗ, Д4).

3.	Питание двигателя трансмиссии передней или задней стороны
(ДТ-1 или ДТ-2).

Во втором случае допустимое значение тока в переходном про-
цессе должно быть снижено в два раза, что осуществляется введе-
нием части дополнительного сопротивления 1СД в цепь потенцио-
метра 1СП с помощью контакта 1РЛП или 2РЛП, открытых
при неработающей паре двигателей соответственно Д1, Д2 или
ДЗ, Д4.

В третьем случае при питании двигателя ДТ1 или ДТ2 от одного
и того же генератора Г должно быть снижено напряжение генера-
тора в два раза и соответственно снижена уставка действия токовой
обратной связи. Снижение напряжения генератора при этом про-
52
изводится введением в цепь потенциометра ЗСП дополнительного
сопротивления 2СД, что выполняется с помощью контакта 1РПТ
(2РПТ), который будет открыт после подъема соответствующей
шестеренной коробки. Снижение уставки токовой обратной связи
производится введением в цепь потенциометра 1СП с помощью
контакта 1РПТ (2РПТ) части дополнительного сопротивле-
ния 1СД.

Начнем рассмотрение работы схемы с пуска двигателей переме-
щения вагона-весов, находящегося над скиповой ямой. После за-
грузки скипов рудой машинист должен вновь отправить вагон-весы
от скиповой ямы к рудным бункерам. С этой целью он переводит ко-
мандоаппарат КК в одно из рабочих положений, например в третье.
При этом подключается на напряжение катушка реле РО, затем
катушки 1КЭ и 2КЭ (при работе четырех двигателей) и далее ка-
тушка РБВ (РБН). В результате этого задающая обмотка МУ-3
магнитного усилителя МУ получит питание и на выходе его возник-
нет напряжение. Под влиянием большого напряжения МУ форси-
рованно возрастают э. д. с. электромашинного усилителя ЭМУ,
ток возбуждения и э. д. с. генератора, скорость вращения двига-
телей. При токе двигателя равном уставочному значению, всту-
пает в действие отрицательная обратная связь по току, ограничи-
вающая величину тока и интенсивность роста э. д. с. генератора.
В конце процесса возбуждения, когда напряжение, снимаемое с по-
тенциометра 2СП генератора, станет равным напряжению сравне-
ния, получаемого с потенциометра ЗСП, начнет действовать отри-
цательная обратная связь по напряжению, осуществляя отсечку
форсировки процесса возбуждения.

При подходе вагона-весов к рудным бункерам, из которых тре-
буется загружать материалом карманы вагона-весов, машинист
переводит командоаппарат КК в нулевое положение. В этом слу-
чае обесточиваются катушки реле РО и РБВ (РБН), снимается
напряжение с задающей обмотки МУ-3, а из цепи обратной связи
выключается напряжение сравнения. Под влиянием отрицательной
намагничивающей силы обмотки обратной связи МУ-2 напряжение
усилителя МУ изменит свою полярность, а ток возбуждения и э. д. с.
генератора станут быстро снижаться, создавая тормозной режим
двигателей перемещения. В конце процесса торможения реле на-
пряжения 1РЭ и 2РЭ отпадают, катушки контакторов 1ЛП, 2ЛП
обесточиваются и двигатели передвижения отключаются от генера-
тора. Обмотка гибкой обратной связи УГГ при этом подключается
на самогашение поля генератора.

Для загрузки материалом карманов вагона-весов машинист
предварительно с помощью соответствующих командоаппаратов
воздействует на вентили 1ЭПВ—4ЭПВ и осуществляет подъем
требуемой шестеренной коробки для соединения барабана затвора
рудного бункера с приводным двигателем ДТ1 или ДТ2. С подъемом
шестеренной коробки замыкается один из контактов 11КТ, 12КТ,
13КТ, 14КТ, что приводит к подключению на напряжение сети
катушек 1ЛТ, 1РПТ или 2ЛТ, 2РПТ и подключению к генератору
двигателя ДТ1 или ДТ2. С подъемом коробки размыкается один из
контактов 1КТ, 2КТ, ЗКТ, 4КТ, чем устраняется возможность
одновременного подключения двигателя трансмиссии и двигателей
передвижения к якорю генератора. Пуск двигателя трансмиссии
производится, как и пуск двигателей передвижения, переводом
командоаппарата КК в рабочее положение.

Связь вагона-весов с системой загрузки осуществляется при
помощи трех троллев А, Б и С, расположенных над скиповой ямой.
Для открывания затвора одного из карманов с помощью командо-
аппарата ПК (правый карман) или ЛК (левый карман) подключается
на напряжение сети втягивающая катушка реле с магнитной за-
щелкой 1РКт, если имеется связь с системой загрузки через трол-
леи А, В и С, если замкнуты контакты КБ В-2 (КБН-2), контакты
ЗКР и РПБ и если командоаппарат подъема скипа 4КК стоит в ну-
левом положении.

При срабатывании реле с защелкой 1РК (2РК) производится
подключение катушки электропневматического вентиля 1ЭКО
(2ЭКО), открывающего соответственно затвор правого или левого
кармана. При полностью открытом затворе кармана замыкается
контакт конечного выключателя 1КБ-2 (2КБ-2), в результате оса-
живающая катушка реле 1РКОС (2РКОС) получает питание, и реле
1РК (2РК) приходит в первоначальное положение.

Закрывание затвора карманов после высыпания материала
в скип производится командоаппаратами ПК (ЛК), которые ста-
вятся на подключение к напряжению сети катушки электропневма-
тического вентиля 1ЭКЗ (2ЭКЗ).

§ 3-2. Электропривод коксопогрузочного
устройства

Из коксового бункера кокс с помощью грохота поступает в кок-
совую весовую воронку, а затем из коксовой воронки он ссыпается
в скип.

Грохот и затворы коксовых воронок имеют самостоятельные
приводы. В данном случае возможны приводы как на постоянном,
так и на переменном токе. В обоих случаях возможно выполнение
одного из основных требований к приводу — малое время торможе-
ния. В старых системах загрузки применялись, как правило, при-
воды на постоянном токе. В современных системах применяется
привод и на переменном токе. При этом преимущества имеют асин-
хронные короткозамкнутые двигатели в схеме с динамическим
торможением.

Для привода грохота используются двигатели типа МА144-1/6,
15 кет, 380 в, 980 об/мин, для привода затвора коксовых воронок —
типа МТК-21-6,5 кет, 380 в, 905 об/мин.
Загрузка правого и левого скипов коксом аналогична, поэтому
схемы управления каждой стороной коксозагрузочного устройства
одинаковы.

На рис. 3-2 представлена схема управления правой стороной
коксозагрузочного устройства. Рассмотрим работу этой схемы
управления. Пусть правый скип находится в яме и обе воронки
наполнены коксом. Если при этом условии напряжение на схему
управления подано, то получит питание реле времени ЗРВ и 4РВ
и реле с магнитной защелкой 1РБ (ртутный контакт весовой во-
ронки № 4а закрыт при заполненной воронке). В связи с этим
контакт 4РВ в цепи контактора В—А, замкнут, контакт 1РБ в цепи
контакторов 1ЛБ, 2ЛБ и Н—А разомкнуты. Если есть разрешение
со стороны ККП на погрузку кокса (должен быть замкнут кон-
такт ЗКК), то контакторы В—А и Л—А будут подключены на
напряжение и двигатель затвора правой воронки окажется при-
соединенным к питающей сети. Получит напряжение и реле 1РТ,
которое замкнет свой контакт 1РТ в цепи контактора Т—А. Однако
контактор Т—А не получит питания, так как предварительно был
разомкнут НЗ контакт В—А. Двигатель А, подключенный к сети,
при своем вращении открывает затвор коксовой воронки, и кокс,
ссыпаясь в скип, разгружает воронку. В конце полного открытия
затвора воронки размыкается контакт № 1 путевого включателя
затвора, контакторы В—А и Л—А обесточиваются, двигатель
отключается от питающей сети и с помощью контактора Т—А
присоединяется к сети постоянного тока. Двигатель переходит
в режим динамического торможения. Отключение статора от сети
постоянного тока происходит в конце торможения, когда контакт
/РТ разомкнется и снимет напряжение с катушки контактора Т—А.

Когда кокс ссыплется в скип, ртутный контакт коксовых ве-
сов № 4а разомкнется, а такой же контакт № 46 замкнется. Это
приведет к отключению втягивающей и включения осаживающей
катушек реле 1РБ. В результате с выдержкой времени контакторы
Н—А и Л—А сработают и двигатель А станет закрывать затвор
правой коксовой воронки. Выдержка времени в данном случае
необходима для того, чтобы кокс успел полностью высыпаться из
воронки, иначе оставшиеся куски кокса попадут между затвором
и воронкой и помешают закрыть затвор. При подходе к конечному
закрытому положению затвора размыкается контакт № 2 путевого
выключателя, отключается реле 1РС, обесточиваются контакторы
Н—А и Л—А, а также реле 1РТ, статор двигателя отсоединяется
от сети переменного и присоединяется к сети постоянного тока.
Двигатель переходит в режим динамического торможения.

При закрытом состоянии затвора весовой воронки замкнут кон-
такт № 6 путевого выключателя затвора, и цепи контакторов 1ЛБ,
2ЛБ и реле 1РВ подготавливаются к подключению на напряжение
сети. После начала подъема скипа, в конце разгона двигателя глав-
ного подъема при замыкании контакта 6У цепи контакторов 1ЛБ,
Пост б

1 'Ьвкл
П-А

РНП

1РТ

Т-А

1Р7

Постбп
,, 5Р

-Ф'Ф-гго-

♦' 'А^г-
бРд^Г

1РВ

1ПБ

Н-А 1РС

-----II—

Л В РМб
2^—*г

1716

—м—

РНП

г л	рхП

4РВ , Гд7?б Ж [Ж~ЗД51 В-А

ТМ| 1Г II I I II-ТГ1

Ф;

Правый	Левый	Закрыт-Затвор-ЧЗткрыт	Назначение
и 1	Ы 11	I	1	Конечн. откл.
И 2	И 12		Конечн. откл.
Н 3	Ы 13		Гмбн. подъем
И 5	И 15	1 аТ!	Откр. полон, затв.
И б	Ы 16	1а	1	Фиксац. полон, затб.

1ЛБ

2П6

• 1РВ

___2РВ

Соленоид регистратора веса
2РВ 1РВ	—.

выключатели коксовых весовых Воронок

Правый	Левый	Полно — Воронка -Пусто	Назначение
И йа	IV 14а		Остан, грохота
И йб	Ы 146	14	У	Под г к пуску грохота

Ы4а

О'

"л/4й

о

 —Л/^

ЗРВ 1Р6

1РВ>0т

^Рбос

1РС

4РВ ЗРВ

Рис. 3-2. Схема управления коксозагрузочным устройством
2ЛБ и реле 1РВ подключаются к напряжению сети. При этом по-
дается напряжение и на реле 2РВ, контакт которого в цепи соле-
ноида регистратора веса замыкается. Однако цепь соленоида пока
разомкнута контактом 1РВ. С помощью контакторов 1ЛБ и 2ЛБ
двигатель правого грохота подключается к сети переменного тока
и начинается загрузка коксом правой весовой воронки. Когда она
заполнится до заданного веса, происходит замыкание ртутного
контакта весов воронки № 4а и размыкание ртутного контакта № 46.
В связи с этим контакт 1РБ размыкается, контакторы 1ЛБ, 2ЛБ
и реле 1РВ отключаются от сети, а контактор Т—Б подключается
к сети, и двигатель грохота переводится в режим динамического
торможения. Когда с выдержкой времени после размыкания цепи
реле 1РВ контакт 1РВ замкнется, соленоид регистратора веса по-
лучит питание и произведет отсчет данной погрузки кокса в коксо-
вую воронку. Затем с выдержкой времени размыкаются контакты
реле 2РВ и соленоид регистратора веса отключается от сети.

Схема предусматривает ручное управление коксозагрузочным
устройством. В этом случае необходимо рубильники 5Р и 6Р пере-
вести в соответствующее положение и воздействовать на схему
с помощью командоаппарата, находящегося на посту Б.

Электропривод коксозагрузочного устройства связан с другими
механизмами системы загрузки следующими блокировками:

а)	двигатели подъема не могут быть подключены .на сеть, если
затвор коксовой воронки не закрылся полностью;

б)	загрузка скипа из коксовой воронки возможна, если соот-
ветствующий скип находится внизу, если есть разрешение на по-
грузку со стороны ККП и если нет перегона пустого скипа (НЗ кон-
такт 4КБ в цепи контактора В—А закрыт);

в)	импульс на пуск двигателя грохота подается схемой главного
подъема;

г)	схема коксозагрузочного устройства подает импульс на пере-
ключение реле РПБ схемы командоконтроллера программы с по-
мощью контактов № 5 и № 15 путевого выключателя затворов
воронок (см. рис. 2-4, а).

§ 3-3. Электропривод скипового
подъемника

Производительность доменной печи зависит в большой степени
от производительности загрузочной системы, которая в свою оче-
редь зависит от: а) объема скипа; б) скорости подъема скипа; в) вре-
мени работы лебедки конусов и уравнительных клапанов; г) вре-
мени загрузки материала в скипы. Чем больше объем скипа, тем
выше при прочих равных условиях будет производительность за-
грузочной системы. Исследования показывают, что для успешной
работы доменной печи соотношение между полезным объёмом до-
менной печи и объемом скипа не должно быть больше 140—150.
Геометрические объемы скипов, применяемых у доменных подъем-
ников, указаны в табл. 3-1.

С увеличением скорости подъемника производительность си-
стемы загрузки повышается. Однако с увеличением этой скорости
должны соответственно с большей скоростью работать лебедка ко-
нусов и уравнительные клапаны. В противном случае эффект от

Рис. 3-3. Скиповая лебедка главного подъемника:

1 — тормоз; 2 — двигатель; 3 — редуктор; 4, 8 — путевые выключатели; 5 — барабан; 6 —
станина; 7 — выключатель слабины каната

повышения скорости будет весьма незначителен. Поэтому повыше-
ние скорости подъема скипов целесообразно лишь до определенного
предела. В настоящее время скорость подъема скипов в СССР
4 м/сек, (в США около 3 м/сек).

На рис. 3-3 изображено устройство скиповой лебедки с двух-
двигательным приводом. В состав устройства входят два двигателя,
два рабочих тормоза, два путевых выключателя, центробежный
выключатель и выключатель слабины каната.
Типы скиповых лебедок, применяемых для подъемников домен-
ных печей, приведены в табл. 3-1 [ЛЗ].

Таблица 3-1

Скиповые лебедки подъемников доменных печей

Полезный объем доменной печи, ж3	Тип скиповой лебедки '	Грузоподъем- ность, т	Геометриче- ский объем, ж3	Примечание
930, 1033, 1386  1513, 1719  2000  2700	СЗ-15-180 С 1-22,5-210 С1-29-210 С1-35-240	15  22,5  29,0  35,0	6,5; 7; 10 10; 14 14—16 18—20	проектируется

Расчет мощности двигателей главного подъемника

Режим работы скипового подъемника доменной печи соответ-
ствует графику, представленному на рис. 3-4.

В первом периоде пустой скип, находящийся на колошнике,
начинает опускаться под влиянием собственного веса. При этом, во
избежание ослабления каната, ускорение сбегающего с барабана
каната должно быть меньше ускорения скипа.

Рис. 3-4. График работы скипового подъемника

Во втором периоде /2 ускорение выбирается большим для полу-
чения наименьшего времени процесса разгона.

В пятом периоде предусмотрена пониженная скорость для полу-
чения точной остановки скипа.

В действующих установках принимаются следующие ускорения:
ах = 0,3 — 0,4 м/сек2', а2 = 0,6 — 0,8 м/сек2-, а± = а6 = 0,6—0,8 м/сек2.

График скорости состоит из шести участков, поэтому усилия
следует определять для семи положений скипа, соответствующим
граничным точкам графика скорости. В первых пяти положениях
при подъеме и в последних пяти положениях при опускании скип

находится на прямолинейной
части наклонного моста, а в
последних двух при подъеме
и в первых двух при опуска-
нии — на разгрузочной, кри-
волинейной части моста
(рис. 3-5).

Статистические усилия в
канате скипа у барабана в
указанных положениях опре-
деляются по следующим урав-
нениям [Л-3]:

при подъеме на прямоли-
нейном участке моста

Р = А —2<?Ег 81п а н, (3-1)
где Л = (<2 4- 6) (81П а 4-

4- Асоз«)(1 4-Зс)4-

4- 2д [(!„ — 1Бв) 81П а —178] н;

при опускании скипа на прямолинейном участке

Р' = Л-4- 2дЦ 81п а н,	(3-2)

где Л' = О (§ш а — к соз а) (1 — Зс) 4- 2<? [(1в — ГБ6) 81п а — Ь78] н.
При подъеме скипа на разгрузочном участке

Р" = А" —2дЦ 81П а н,	(3-3)

где. А" = 0,660 (1 4- Зс) 4- 2</ [(1н — 1Б6) 81п а — А,78] н,
если направляющие прямолинейны.

Если же направляющие криволинейные, то для шестого поло-
жения скипа

Л; = 0,256 (1 4- Зс) 4- 2д [(Гн - 1Бв) 81п а - Ь78] н,
а для седьмого положения

Л; = 2д [(Ьв — 1ъв) 8Ш а — Г78] н.

При опускании пустого скипа на разгрузочном участке

Р"' = А'" 4- 2дЬ< 8Ш а н,	(3-4)

где А'" = 0,666 (1 — Зс) +2д [(Ьв — Ь&6) вш а —178] н,
если направляющие прямолинейны.

Если направляющие криволинейны, то для первого положения
скипа

Л;" = 2д [(Ьв — ГБв) 81п а — А,78] н,
а для второго положения

Да" = 0,250 (1 -- Зс) 4- 2? [(1в — Ьъв) вш а —178] н.

В уравнениях (3-1) — (3-4):

— вес поднимаемого груза, н;

6 — вес скипа, н;

д — вес 1 м каната, нЛи;

к — коэффициент сопротивления передвижению колес скипа;

с — коэффициент изменения натяжения каната, огибающего
шкив;

а — угол наклона моста;

Ьп — расстояние между осью верхнего направляющего шкива
и скипом, находящимся в нижнем крайнем положении
(рис. 3-5), м;

Ьв — расстояние между осью верхнего направляющего шкива
и скипом, находящимся в верхнем крайнем положении, м;
Коэффициент сопротивления передвижению колес скипа

Л = (35)

где 0 — коэффициент, учитывающий трение реборды о рельсы;
/ — коэффициент трения колес скипа о рельсы, см;

<1г — диаметр цапфы, см;

— диаметр колеса скипа, см;

Р! — коэффициент трения подшипников ходового колеса.

При определении к принимают рх = 0,015; / = 0,08 см; 0 = 3.

Коэффициент изменения натяжения каната, огибающего шкив:

с = Е + 20кр д 81п <р/2,	(3-6)

где р — коэффициент трения подшипников шкивов;

(1 — диаметр цапфы осей шкивов, см;

ср — угол огибания канатами шкива;

| — коэффициент жесткости каната;

О — диаметр шкива (по центру сечения каната), см;

0К — коэффициент, учитывающий трение каната о стенки же-
лобков шкива.

Коэффициент определяют по упрощенной формуле

о,1«й

Е’ТСТО-	(3-Л

где НК — диаметр каната, см.

При определении с принимают р = 0,025; 0К = 3.

Статическое усилие на окружности барабана лебедки для за-
данного положения скипов определяется как разность

н.	(3-8)
Здесь Г,- — усилие в канате на барабане лебедки, соответствующее
/-му положению скипа на мосту подъемника;

— усилие в канате порожнего скипа.

Для построения кривой статических усилий предварительно на-
ходят длину пути Ь, для каждого заданного момента времени гра-
фика скорости, а затем по уравнениям для усилий Рь Р\ и Рст,
строят график Рст = I (().

Динамические усилия на окружности барабана

^Дин = т’а	(3-9)

где т' — приведенные к окружности барабана массы всех движу-
щихся частей подъемника, кг;

а — линейное ускорение на окружности барабана, м/сек2.

Величина всех приведенных к окружности барабана движущихся
масс подъемника

т' =	+ та + тз + т.1 4- тй кг.

Здесь т{ — приведенная масса поступательно движущихся частей:

, 2С+(? + 4Ск

(3-10)

т'2 — приведенная масса вращающихся на валу двигателя де-
талей:

т' __ 4 (2УХ + 2Д)'2 | 8/як ;2 |	(3-11)

т* - —1 + кг' (3 1

тз — приведенная масса деталей на промежуточном валу:

т\ — приведенная масса деталей на валу барабана:

=	/<г;	(3-13)

Шб — приведенная масса шести направляющих шкивов:

щ; = 6^кг.	(3-14)

В формулах (3-10)—(3-14) Ок — вес каната, л;
д — 9,81 — ускорение силы тяжести, м/сек2-,

Л. Л — моменты инерции тормозного диска и ведущей
шестерни, кг -м2;

/я; 4 — моменты инерции якорей двигателей и муфт,
кг -м2;

Об — диаметр барабана лебедки, м;

I — передаточное число от вала двигателя к валу ба-
рабана лебедки;
/Б; Л — моменты инерции зубчатого колеса и ведущей
шестерни, кг -лг2;

К — передаточное число между промежуточным валом
и барабаном;

Л:	— моменты инерции зубчатого венца на барабане,

барабана и шкивов, кг -Л(2;

О,о — наружный диаметр шкивов, м.

Результирующее усилие на барабане

РрезЛ = РетЛ + ^дин.1 «•	(3-15)

По построенному графику результирующих усилий определяют
эквивалентное значение:

эквивалентная мощность двигателей

Р'  +экв^макс 1 Л-З
вкв — —“	' 1V

кет,

(3-17)

где г; •— к. п. д. скиповой лебедки.

Таким методом определяется РэКВ для каждого скипа одной не-

дачи,
одной

затем находится эквивалентная мощность за весь период
подачи:

Р’2

1 екв.1

+ 0.5

(3-18)

где п — число скипов в подачу;

I — время подъема скипа;

2^п — сумма пауз;

0,5 — коэффициент, учитывающий ухудшение охлаждения дви-
гателя во время паузы.

Схема управления главным подъемом системы загрузки

К электроприводу главного подъемника предъявляют следую-
щие требования:

1)	регулирование скорости вращения примерно в пределах
1 : 7 — 1 : 8;

2)	плавное изменение скорости в начале и в конце пути скипа;

3)	высокая степень надежности работы;

4)	пуск подъемника должен производиться по сигналу маши-
ниста при рудном положении и автоматически — при коксовом
положении ККП',

5)	точная остановка скипа на колошнике вне зависимости от
веса груженого скипа.
Кроме того, схема главного подъема должна давать импульсы
на работу: командоконтроллера программы ККП; вращающегося
распределителя; малого конуса и коксовых грохотов и контролиро-
вать работу:

1)	вагона-весов (карманы вагона-весов не могут быть открыты,
если соответствующий скип не стоит внизу);

Рис. 3-6. Схема управления главным подъемом системы загрузки. Силовая
цепь

2)	затворов коксовых воронок (затворы не могут быть открыты,
если соответствующий скип не находится в яме);

3)	вращающегося распределителя (если работа его идет по двум
программам, различным для правого и левого скипа).

Обычно управление двигателями лебедки главного подъемника
осуществляется по системе Г—Д, что обусловливается требованиями,
предъявляемыми к электроприводу подъемника.

Для привода лебедки, в целях получения большой надежности
и бесперебойности работы, применяются два двигателя на случай
выхода из строя одного из них.

На рис. 3-6 представлена схема главных цепей и цепей возбуж-
дения, а на рис. 3-7 — цепи управления.

В рассматриваемой схеме управления два двигателя, соединен-
ные между собой последовательно, получают питание от одного
генератора. Схемой предусматривается возможность работы как
с двумя, так и с одним двигателем. Однодвигательный режим ра-
боты является аварийным и применяется лишь при выходе из строя
одного из двигателей. При двухдвигательном режиме требуемая
скорость подъема скипов (4 м/сек) достигается при номинальном
напряжении генератора 700 в и ослабленном поле двигателя. При
однодвигательном режиме нормальная производительность загрузки
доменной печи обеспечивается за счет уменьшения напряжения ге-
нератора до 535 в и сохранения полного потока двигателя. Увели-
чение напряжения на якоре двигателя- на 163% от номинальной
величины 330 в для данного типа двигателей является допустимым.
При этом скорость подъема скипа будет равна 4 м/сек.

Переход от одного режима к другому производится переключе-
нием рубильников 1Р и 2Р в силовой цепи, переключением рубиль-
ников 5Р и 6Р в цепи возбуждения двигателей и переключением
рубильников 16Р в цепи возбуждения генератора и в цепи упра-
вления.

В связи с тем, что условия процесса пуска и торможения для
двух этих режимов неодинаковы, в цепи возбуждения генераторов
имеются отдельно пусковые сопротивления для двухдвигательного
режима и пусковые сопротивления для однодвигательного режима.
В первом случае сопротивления разбиты на четыре ступени, во
втором — на пять.

В работе схемы играют большую роль путевые выключатели,
которые применяются для управления процессом торможения и
Остановки двигателей, для увязки с работой других механизмов
системы загрузки. В путевых выключателях имеются шайбы, ко-
торые закреплены на оси с включающим и отключающим кулач-
ками. Кулачки при повороте оси воздействуют на контактную
систему. При этом выключающий кулачок замыкает контакт, а от-
ключающий — размыкает,- Указанный тип аппарата имеет две оси
с шайбами — два барабана.

В рассматриваемом нами случае в качестве путевых выключа-
телей применяются два командоаппарата типа КА4188-3, имеющих
по 24 шайбы, расположенные на двух осях (на двух барабанах).
Два этих барабана механически связаны между собой так, что,
-когда поворачивается первый барабан, второй неподвижен, и на-
оборот. В схеме принято, что при подъеме правого скипа на первой

3 В. П. Бычков	65
половине пути скипа поворачивается левый барабан путевого вы-
ключателя на 268°, а правый неподвижен. На второй половине
пути поворачивается правый барабан на 268°, а левый неподвижен.

ПУТЕВОЙ ВЫКЛЮЧАТЕЛЬ №1

Тип КА 4188-3						
Вниз —^-Правый скип -—Вверх						Назначение
Левый, барабан			Правый барабан			
№1	Я		▼А		Л/’й	Конечн.откл. легкого груза (2- дв)
Моб.	т			-	свод.	
№2!					№31	Конечн.откл.легкого груза (1 дВ)
№5					№15	Конечн.откл. тяжел, груза (2- Вв У
Своб.	т				Своб.	
№23	>а				№33	Конечн.откл. тяжел груза (166.)
		АТ	+2			2— замедление
Сдоб.					Свод.	
н‘в			▼а		№16	Контроль. Замедлен
			а"		№18	Включ. мал. кон.
Сбей					Свод	
№22		▼	*	А_	№зг	Переход за предел.

Хед скипа

ПУТЕВОЙ ВЫКЛЮЧАТЕЛЬ №2

Тип КА 4188-3						
Вниз — Правый скип —»- Вверх						Назначение
Левый барабан			Правый барабан			
№2	жу				№12	
№>2а					№(2а	
№3		А	^А		№13	1— замедление
Свод.				г™	Своб	
№3		, аУ ▼а	а* *а	Г"""	№19	Контроль работы конус
		к	аУ		№17	Фиксаикон полож скипа
Свод					——		Своб.	
№2$		*	А	А		№35	блокир. с ВР
№26			А^		№36	Блокир.с конус.
Своб.					Своб.	
Свод.					Своб.	
свод.					Своб.	

Ход скипа

Рис. 3-8. Схема включения контактов путевых выключателей
главного подъема

На рис. 3-8 показана развертка шайб обоих путевых выключа-
телей, где включающий кулачок показан треугольником с верши-
ной, направленной вниз, а отключающий кулачок — с вершиной,
направленной вверх. Последовательность действия кулачков путе-
вого выключателя при подъеме правого скипа можно установить,
если передвигать вертикальную линию по левому барабану, а затем
по правому вправо. В месте встречи линии с включающим кулачком
происходит замыкание контактов, а в месте встречи линии с отклю-
чающим кулачком — размыкание контактов.

В силовой цепи (рис. 3-6) имеются: максимальное реле 1РМ,
контролирующее ток двигателей при полном потоке их; максималь-
ное реле 2РМ, контролирующее ток при ослабленном потоке; токо-
вое реле 1РС, отрегулированное для работы в однодвигательном
режиме; токовое реле 2РС, отрегулированное для работы в двух-
двигательном режиме; реле 1РТ — реле наличия момента на валу
двигателей. Помимо этого, между силовой цепью и землей вклю-
чено реле заземления РЗ.

Для выполнения основных предохранительных и защитных бло-
кировок в схеме применяется нулевое реле РН и, с целью уменьше-
ния числа контактов в цепи катушки реле РН, промежуточное реле
защиты 1РП. При размыкании цепи нулевого реле РН двигатели
скиповой лебедки отключаются, и в результате динамического и
механического торможения они быстро останавливаются (рис. 3-7).

В цепь нулевого реле РН включены следующие контакты: коман-
доаппаратов с поста А-1КК, с поста Б-2КК-3', командоаппаратов
аварийного отключения с поста А-14КК, с поста Б-9КК, со скипо-
вой ямы ЮКК', реле ослабления поля двигателей РОП-В, РОП-Г;
промежуточного реле защиты 1РП; путевого выключателя слабины
каната В1ГС, В2ГС; максимального реле 1РМ; реле заземления РЗ.

В цепь промежуточного реле защиты 1РП включены: контакт
командоаппарата включения с поста А-1КК, контакт ЗРБ, замкну-
тый при включенном двигателе генератора;. контакты тормозных
контакторов1РТР, 2РТР, РТР; контакт максимального реле 2РМ,
включаемого при работе двигателей на повышенной скорости; ключ
безопасности; контакт центробежного реле предельной скорости
ЦВ2; контакт центробежного реле малой скорости ЦВ1.

Контакты путевого выключателя предельного перехода скипов
№ 22 и № 32 шунтируются контактами ОККЗ и ОКК4, которые
используются для восстановления схемы после перехода скипом
предельного положения. Для этой же цели применяется контакт
5КК, шунтирующий контакты слабины каната В1ГС, В2ГС.

Контакты реле ослабления поля двигателей РОП-В и РОП-Г
подключаются в цепь реле РН в комбинации с блок-контактами
рубильников силовой цепи 1Р и 2Р так, что при работе в двухдви-
гатёльном режиме в цепь РН включаются оба реле, а при однодви-
гательном режиме — только реле работающего двигателя.

Центробежное реле предельной скорости ЦВ-2 предусматривает
защиту от превышения скорости выше 115% от номинальной. Цен-
тробежное реле тихой скорости ЦВ-1 включается только на 2,75 м
от конца пути и предусматривает на этом участке пути скипа за-
щиту от превышения скорости выше 50%.
Ключ безопасности замыкает цепь реле 1РП, контакт которого
находится в цепи контактов аппаратуры защиты, т. е. в цепи
реле РН. Если ключ вынуть, то реле РН не сможет быть- подклю-
чено на напряжение и схема работать не будет. При временной
остановке главного подъема в целях предупреждения случайного
воздействия на схему управления ключ вынимается и хранится
у обслуживающего персонала.

Включение контактов реле РТР, 1РТР и 2РТР в цепь реле
1РП имеет цель произвести аварийную остановку, если ток кату-
шек электромагнитных тормозов не достиг необходимой для сраба-
тывания тормозов величины в течение заданного времени, устанав-
ливаемого реле РТР; этим достигается защита от пуска двигателя
в заторможенном состоянии.

При срабатывании какой-либо защиты или аварийном отключе-
нии главного привода происходит размыкание силовой цепи и при-
соединение якорей двигателей на сопротивление динамического
торможения.

Для подготовки схемы к работе необходимо поставить все ру-
бильники в соответствующее положение и после этого подключить
схему к напряжению сети. В этом случае на обмотки возбуждения
двигателей подается напряжение при наличии дополнительного
сопротивления в цепи этих обмоток. Получают также напряжение
контакторы КПВ и КПН, контакторы КБВ-1 и КБВ-2 (рис. 3-7)
(если правый скип внизу), реле времени 2РУ, ЗРУ, 4РУ, РУП,
РТР, РВС. Далее, для подключения двигателей к генератору сле-
дует воздействовать на командоаппарат 1КК. Если при этом в цепи
реле 1РП и РН все контакты замкнуты, то получают напряжение
1РП и РН, подключаются к напряжению сети контакторы Т и Л,
и двигатели присоединяются к генератору. Такое состояние схемы
является исходным.

Управление главным подъемом может быть произведено сле-
дующими способами:

а)	ручное управление, осуществляемое машинистом вагона-весов
от командоаппарата 4КК при погрузке руды, от командоаппарата
11КК (см. рис. 2-4, а) при одиночном перегоне холостых скипов;

б)	автоматическое управление при погрузке кокса;

в)	автоматическое управление при многократном перегоне хо-
лостых скипов с получением импульса от ККП.

Управление двигателями подъема осуществляется воздействием
на обмотку возбуждения генератора. При пуске двигателей скипо-
вой лебедки подключение обмотки возбуждения генератора к на-
пряжению сети производится с помощью контакторов направления:
контакторов 1В—2В при подъеме правого скипа и контакторов
1Н—2Н при подъеме левого скипа. В этом случае для снижения
пусковых токов двигателей в цепь возбуждения генератора вклю-
чается дополнительное сопротивление, которое выводится ступе-
нями в процессе пуска. Контакторы направления 1В—2В (1Н—2Н)
68
управляются контакторами КРВ (КРН), которые в свою очередь
получают воздействие от реле с магнитной защелкой РБВ (РБН).
Эти реле могут получить импульс на срабатывание от командоаппа-
рата машиниста вагона-весов 4КК при подъеме скипа с рудой или
автоматически от коксозагрузочного устройства с. замыканием
контакта ЗКК при подъеме скипа с коксом.

В цепях катушек реле РБВ и (РБН) и контакторов КРВ (КРН),
1В—2В (1Н—2Н) (рис. 3-7) имеется ряд контактов, разрешающих
подъем скипа в зависимости от состояния работы других элементов
системы загрузки. Так, например, подъем скипа возможен при сле-
дующих условиях.

1.	При наличии разрешения со стороны командоконтроллера
программы на погрузку руды (замкнут контакт ЗРК) или кокса
(замкнут контакт ЗКК).

2.	При погрузке кокса затвор соответствующей коксовой во-
ронки закрыт (замкнут контакт Н—А или Н—В).

3.	Очередной скип находится в скиповой яме (замкнут кон-
такт КБВ-1 или КБН-1).

4.	Замкнуты или разомкнуты контакты реле 2РБ, контролирую-
щие правильность чередования загрузки скипов.

5.	Заливка скипа водой прекращена (замкнуты контакты 1СВ,
2СВ в цепи контакторов 1В—2В, 1Н—2Н).

6„	Контакты конечного выключателя затворов коксовой воронки
№ 3 и № 13 закрыты.

При указанных условиях подъем правого скипа с рудой осуще-
ствляется кратковременным замыканием верхнего контакта командо-
аппарата 4КК (рис. 3-7).В этом случае срабатывает реле с защел-
кой РБВ и подключение на напряжение сети контактора КРВ.
За этим следует срабатывание контакторов 1В—2В, реле РЭ, кон-
тактора КС и подключение обмотки возбуждения генератора на
напряжение сети. Далее включается реле ЗРВ-1, контакторы КМ,
2КТР и 1У. Реле ЗРВ-1 совместно с реле ЗРВ-2 предназначено для
того, чтобы подавать импульс с выдержкой времени после оста-
новки скипа на поворот вращающегося распределителя. Контак-
тор КМ закорачивает на время процесса пуска дополнительное со-
противление в цепях обмоток возбуждения двигателей; контактор
самогашения КС отключает обмотку возбуждения генератора от
его якоря; контактор 2КТР подключает электромагнитные тормоза
на напряжение сети, причем подключение катушек тормозов про-
исходит с форсировкой; Контактор первого ускорения 1У подклю-
чается на напряжение сети через контакт 6РУ-А, закрытый в начале
пуска и вообще при работе двух двигателей, через контакт КРВ
•И контакт № 14 путевого выключателя. Вслед за выключением
первой ступени сопротивления с выдержкой времени, определяемой
реле 2РУ, замыкается вторая ступень; затем с выдержкой времени,
определяемой реле ЗРУ, замыкается третья ступень; с выдержкой
времени, определяемой реле 4РУ, замыкается четвертая ступень и
затем с выдержкой времени, определяемой реле РУП, после отклю-
чения контактора КМ, вводится дополнительное сопротивление
в цепи обмоток возбуждения двигателей; двигатели вращаются
с максимальной скоростью, поднимая на колошник груженый скип.

В цепи контакторов направления имеются контакты путевого
выключателя главного подъема № 19, № 9, № 12, № 2, № 12а и
№ 2а. Контакт № 19 замыкается, а контакт № 12а размыкается
кратковременно, когда правый груженый скип примерно на 6 м
не доходит до конца пути; контакт № 9 замыкается, а контакт № 2а
размыкается кратковременно, когда левый груженый скип на
столько же метров не доходит до конца пути. Контакты № 12 и
№ 2 размыкаются в конце пути соответственно груженого правого
и левого скипов. При таком переключении контактов путевого
выключателя цепь контакторов направления 1В—2В или 1Н—2Н
отключается от напряжения сети в указанном месте пути скипов
с помощью контакта № 6 путевого выключателя конусов, разомкну-
того при открытом положении малого конуса и контактора РБ-А,
разомкнутого при открывании малого конуса. При указанной бло-
кировке скип остановится, не доходя до конца пути, если малый
конус еще не закрылся. Этим производится защита от высыпания
из скипа материала при открытом малом конусе, т. е. от высыпания
материала сразу на большой конус без предварительного поворота
' его вращающимся распределителем.

Одним из требований, предъявляемых к электроприводу домен-
ного подъемника, является точная остановка скипа в конечном по-
ложении. Место остановки скипа зависит от величины поднимаемого
груза. Если исходить из равных условий воздействия на схему, то
при подъеме тяжелого груза скип остановится несколько раньше,
чем при подъеме легкого груза. Следовательно, в схеме, настроен-
ной на среднее значение веса груза, при подъеме тяжелого груза
скип будет иметь недобег, а при подъеме легкого — перебег. Для
устранения этого необходимо, чтобы отключение контакторов на-
правления в конце пути скипа происходило при подъеме тяжелого
груза несколько позднее, чем при подъеме легкого. Указанное осу-
ществляется с помощью контактов путевого выключателя, которое
включается в цепь контакторов направления в зависимости от вели-
чины груза и от режима работы схемы (двухдвигательный и одно-
двигательный). Так, например, для двухдвигательного режима
рубильник 16Р в цепях контакторов направления ставится в ниж-
нее положение. При работе на подъем правого скипа питание кон-
такторов направления 1В—2В возможно через контакты № 11 или
№ 15. Контакт № 11 размыкается на расстоянии примерно 220 мм
от конца пути, а контакт № 15 размыкается на расстоянии примерно
147 мм от конца пути при подъеме правого скипа. Контакт № 15
включается в цепь контакторов направления 1В—2В с помощью
контакта РБС тогда, когда ток силовой цепи будет соответствовать
тяжелому грузу, что осуществляется с помощью токового реле 2РС.
70
Катушка этого реле включена в силовую цепь, а его НО контакт —
в цепь втягивающей катушки реле РБСВТ. При наличии в силовой
цепи тока, соответствующего тяжелому грузу, контакт реле 2РС
замкнется и подключит втягивающую катушку реле РБСВТ после
того, как двигатели получили максимальную скорость вращения,
что контролируется НЗ контактом реле РВСвт в цепи этой ка-
тушки.

Если производится подъем тяжелого груза, то в конце пути
цепь контакторов направления 1В—2В размыкается контактом
№ 15. При подъеме же легкого груза реле 2РС не срабатывает,
поэтому контакт № 15 не окажет влияния на работу схемы и цепь
контакторов направления 1В—2В разомкнется контактом № 11 на
расстоянии примерно 220 мм от конца пути.

При подъеме левого скипа в двухдвигательном режиме питание
контакторов направления 1Н—2Н возможно или через контакт № 1
или контакт № 5, которые работают аналогично контактам соответ-
ственно № 11 и № 15.

В однодвигательном режиме рубильник 16Р в цепях контакто-
ров направления ставится в верхнее положение. При этом питание
контакторов направления производится через контакты № 31,
№ 33, № 21, № 23, работающие так же, как соответствующие им
контакты № 11, № 15, № 1, № 5. Управление контактами № 5 и
№ 15 в однодвигательном режиме осуществляется с* помощью токо-
вого реле 1РС.

' К подходу груженого скипа на колошник двигатели должны
замедляться. Если процесс разгона в данной схеме осуществляется
з функции времени, то процесс замедления — в функции пути.
Первое замедление начинается за 12 м до конца пути. В этом месте
пути при подъеме правого скипа размыкается контакт № 13 путе-
вого выключателя, чем снимается напряжение с катушек контак-
торов ЗУ, 4У, 4У-А, реле 5РУ и РБС. При этом вначале вводится
четвертая ступень сопротивления (в двухдвигательном режиме)
рли четвертая и пятая ступени (в однодвигательном режиме). Вслед
За отключением контактора ЗУ теряет напряжение контактор 2У,
Ори этом сопротивление цепи возбуждения генератора не увеличи-
вается, так как вторая ступень сопротивления, так же как первая
й третья, закорочена контактором 5У. Последний отключается
е выдержкой времени,,определяемой реле 5РУ. С размыканием
контактора 5У в цепь возбуждения вводятся третья ступень и часть
второй (в двухдвигательном режиме). Другая часть второй ступени
включается с выдержкой времени, определяемой реле 6РУ, после
срабатывания контактора 5У. При однодвигательном режиме после
срабатывания контактора ЗУ производится отключение также кон-
такторов 1У и 2У и уже после этого — отключение контактора 5У,
а затем с выдержкой времени, определяемой реле 6РУ-А, отключе-
ние контактора 6У. Второе замедление двигателей начинается за
2,75 м до конца пути. В этом месте при подъеме правого скипа раз-
мыкается контакт № 14, отключается контактор 1У, и в цепь воз-
буждения генератора вводится первая ступень сопротивления.

В конце пути при подъеме правого скипа после размыкания
контакта путевого выключателя № 11 (подъем легкого груза) или
контакта № 15 (подъем тяжелого груза) отключается обмотка воз-
буждения генератора, снимается напряжение с катушки электро-
магнитных тормозов, тормозные колодки опускаются на тормозные
шкивы. В начальный момент остановки двигателей реле РЭ еще
не разомкнуло своих контактов в цепи контакторов направления.
Поэтому после окончания подъема, например правого скипа, сразу
получают питание контакторы направления 1Н—2Н. Обмотка воз-
буждения генератора подключается на напряжение противополож-
ной полярности. Это обеспечивает интенсивное гашение остаточ-
ного поля генератора до минимальной величины, при которой от-
ключается реле РЭ. Вслед за этим размыкаются цепи контакторов
1Н—2Н и КС, и обмотка возбуждения генератора вторично отклю-
чается от напряжения сети и подключается на якорь генератора
с целью самогашения поля генератора.

§ 3-4. Электропривод вращающегося
распределителя

На рис. 3-9 представлена кинематическая схема ВР. Привод-
ной двигатель ВР через редуктор с передаточным отношением 1 : 5
связан с путевым выключателем. При этом одному полному обо-
роту путевого выключателя соответствует поворот ВР на 30°.

В качестве приводного двигателя ВР используется асинхронный
двигатель с фазным ротором, который может иметь большой момент
(в среднем двухкратный от номинального) в режиме динамического
торможения и который в сравнении с двигателями постоянного тока
той же мощности обладает меньшим моментом инерции. Указанные
обстоятельства важны для получения быстрой и точной остановки
ВР в конце его поворота. У доменных печей с полезным объемом
не выше 1033 м3 для привода ВР применяются двигатели типа
МТ-42-8, 16 кет. У доменных печей с полезным объемом выше
1033 м3 применяются двигатели типа МА-145-2/6Ф, 28 кет.

Вращающийся распределитель поворачивает шихту на заранее
установленные углы вращения воронки распределителя, что необ-
ходимо для получения равномерного и целесообразного распределе-
ния шихты в доменной печи. Обычно поворот распределителя осу-
ществляется на углы, кратные 15°. В связи с этим могут иметь
место следующие варианты поворота распределителя

на 6 станций:

0°; 60°; 120°; 180°; 240°; 300°; 360° (0)

на 8 станций:

0°; 45°; 90°; 135°; 180°; 225°; 270°; 315°; 360° (0)

Соответственно на 12 станций с минимальным углом 30° и на 24 стан-
ции с минимальным углом 15°.

В доменных печах имеют распространение подачи, в которых
шихта правых скипов и шихта левых скипов поворачивается вра-
щающимся распределителем ВР на углы, отличающиеся между
собой на 180° (так называемые «зеркальные» подачи) или же на не-
который иной угол. Возникают требования иметь разные углы по-
ворота ВР также для рудных и коксовых скипов. По этой причине
современные системы загрузки доменной печи предусматривают
две программы работы ВР, независимые друг от друга. При этом
материал из правых скипов распределяется по одной программе,
а материал из левых —• по другой. Таким же образом материал
рудных скипов может распределяться по одной программе, а мате-
риал коксовых — по другой. При этом предъявляется требование,
чтобы каждая программа могла настраиваться совершенно само-
стоятельно и независимо от другой. Схемы управления с двумя
программами изменения поворота ВР имеют широкое применение
н.а отечественных доменных печах.

Изменение углов поворота ВР в рассматриваемой схеме контро-
лируется с помощью командоконтроллера угла ДДУ. В схеме
каждой программы имеется свой командоконтроллер угла (ККУ-Л
я ККУ-П).

В качестве КК.У используются командоаппараты типа КА4269
с приводным двигателем, который для первой программы управ-
ляется с помощью контактора ЛЛ (рис. 3-10, а, б).

На рис. 3-10, а, б изображена схема управления изменением
угла поворота ВР для одной,' первой программы. Для второй про-
. граммы схема аналогична, поэтому на рис. 3-10 она не приводится.
За полный цикл изменения углов поворота от 15° до 360° ККУ
делает четыре полных оборота. Минимальный интервал между
углами поворота равен 15°.

Все углы поворота в пределах одного полного оборота ВР раз-
биты на четыре зоны:

Зона А —углы поворота от 15 до 90°
Зона Б—углы поворота от 105 до 180°
Зона Г — углы поворота от 195 до 270°
Зона Д — углы поворота от 285 до 360° (0°)

При такой равномерной раз-
бивке всех возможных углов ВР
на зоны, каждой зоне углов соот-
ветствует один оборот ККУ.

Каждая зона углов управляется
своим контактором управления:
зоне А — контактором 1А; зоне
Б — контактором 1Б; зоне Г—
контактором 1Г и зоне Д — кон-
тактором 1Д. Во второй программе
для этой цели применяются кон-
такторы ИА, 11 Б, 11 Г, 11Д. В зо-
нах А и Б вращающийся распре-
делитель поворачивается в прямом
иаправлении, а в зонах Г и Д —•
в обратном.

Командоконтроллер угла имеет
шесть фиксированных положений.
В промежутке между нулевым
(шестым) и первым положениями
ККУ замыкается вначале контакт
ЛКК12, а затем ЛККП. При пер-
вом обороте ККУ (если реле 1РК,
2РК, ЗРД и 4РК находятся в нор-
мальном, невтянутом состоянии)
замыкание контакта ЛКК12 не
оказывает воздействия на схему.
Замыкание же контакта ЛКК11
приводит к срабатыванию реле
1РК и включению контактора пер-
вой зоны углов 1А.

При втором обороте ККУ с за-
мыканием контакта ЛКК12 сра-
батывает реле 21РП, а с замы-
канием контакта ЛККИ подклю-
чается втягивающая катушка реле
2РК и осаживающая катушка

Двигатель ККУ-П

Рис. 3-10. Схема управления измене
нием угла поворота вращающегося распределителя
реле 1РК, в результате чего отключается контактор 1А и вклю-
чается контактор второй зоны углов 1Б.

При третьем обороте ККУ с замыканием контакта ЛКК12 сра-
батывает реле 22РП, а с замыканием контакта Л ККП подклю-
чается втягивающая катушка реле ЗРК и осаживающая катушка
реле 2РК, вследствие чего отключается контактор 1Б и включается
контактор третьей зоны углов 1Г.

При четвертом обороте ККУ с замыканием контакта ЛКК12
срабатывает реле 23РП, а с замыканием контакта ЛККП подклю-
чается втягивающая катушка реле 4РК и осаживающая катушка
реле ЗРК, в результате отключается контактор 1Г и включается
контактор четвертой зоны углов 1Д.

Наконец, при первом обороте ККУ следующей подачи с замыка-'
нием контакта ЛКК12 подключаются осаживающие катушки реле
21РП, 22РП и 23РП, что приводит в исходное положение эти реле.
Таким образом, с помощью цепей контактов ЛККП и ЛКК12
контакторы 1А, 1Б, 1Г и 1Д включаются только в пределах своих
зон углов поворота ВР.

В первом положении ККУ замыкается контакт ЛКК1- В этом
случае возможен поворот ВР на углы 15 и 105° в прямом и обратном
направлениях. Во втором положении ККУ замыкается контакт
ЛКК2 и возможен поворот ВР на углы 30 и 120° в обоих направле-
ниях. В третьем положении ККУ возможен поворот ВР на углы 45
и 135° в обоих направлениях. В четвертом — на углы 60 и 150°;
в пятом —> на углы 75 и 165°; в шестом — на углы 90 и 180°.

На рис. 3-11, а, б представлена схема управления двигате-
лем ВР. В этой схеме* подключение двигателя ВР производится
с помощью НО контакта 4РБ. Катушка контактора 4РБ получает
питание через контакт ККП-21 из схемы ККП, контакт реле 1РБК
или 1РБР в зависимости от рода загружаемого материала и кон-
такт 1РС из схемы конусов. Поворот ККУ происходит один раз
в подачу (в начале ее), что контролируется контактом ККП-21,
замыкающимся в первом положении* ККП. Последним в цепи ка-
тушки реле 4РБ кратковременно закрывается контакт 1РС (при
опускании малого конуса), вслед за этим подключается контак-
тор ЛЛ (рис. 3-10) и начинается вращение барабана ККУ. После
того как ККУ сойдет с фиксированного положения, питание кон-
тактора ЛЛ в промежутке между фиксированными положениями
будет продолжаться через цепь с контактами ЛКК9, ЛККЮ и
замкнутый НО контакт 2РБ. С приходом ККУ в следующее фикси-
рованное положение цепь из контактов ЛКК9 и ЛККЮ размы-
кается. Если при этом не будет существовать обходной цепи, заме-
няющей цепь из контактов ЛЛК9, ЛЛКЮ, то в фиксированном
положении контактор ЛЛ потеряет питание, двигатель отключится
и ККУ остановится. Такими обходными цепями питания контак-
тора ЛЛ могут служить цепи с контактами ЛКК1, ЛКК2, ЛККЗ,
ЛКК4, ЛКК5 и ЛКК6, замыкающимися в соответствующих поло-
жениях ККУ. Создание обходных цепей питания контактора ЛЛ
устанавливается с помощью переключателей 1Р—'24Р и контактов
контакторов зон углов поворота ВР (1А, 1Б, 1Г и 1Д). Переклю-
чатели 1Р—24Р могут быть поставлены в верхнее положение «Ра-
бота» или в нижнее положение «Пропуск». Обходная цепь в соот-
ветствующем положении ККУ будет существовать при нижнем
роложении переключателя заданной зоны углов поворота ВР.
В этом положении ККУ не остановится. ККУ остановится в том
положении, при котором с помощью переключателя обходная цепь
будет разомкнута (переключатель стоит в верхнем положении).

Пуск двигателя ВР начинается с замыкания контакта реле вре-
мени ЗРВ-1 или ЗРВ-2 (рис. 3-7 и 3-11), с помощью которого полу-
чается сдвиг во времени между приходом груженого скипа на колош-
ник и началом поворота ВР, достаточный для полного высыпания
во ВР материала из скипа. Уставка реле ЗРВ-1 берется равной
5 сек, а реле ЗРВ-2 — 10 сек. Требуемая выдержка времени в зави-
симости от объема материала в скипе выбирается переключателем
60Р. НО контакт РТ шунтирует контакты реле ЗРВ-1, ЗРВ-2,
чтобы при подъеме на колошник следующего скипа (контакты ЗРВ-1,
ЗРВ-2 разомкнуты при работе главного подъема) ВР мог продол-
жать поворачиваться.	|

Остановка двигателя ВР после заданного поворота ВР произ-
водится с помощью счетных реле 1РП—12РП (рис. 3-11), которые
отсчитывают угол поворота ВР. Втягивающие катушки этих реле
получают импульс напряжений через контакты конечного выклю-
чателя вращающегося распределителя 1-В, 2-В, 1-Н, 2-Н.

Схема работы контактов выключателя показана на рис. 3-11.
Реле 1РП получает импульс после 5° поворота ВР, реле 2РП —
после 20°, реле ЗРП — после 35° и т. д. Если, предположим, необ-
ходимо остановить двигатель при повороте ВР на 45°, то переклю-
чатель ЗР должен быть поставлен в верхнее положение. В этом слу-
чае при повороте ВР на 35° подключается на напряжение реле
ЗРП, закроется его НО контакт в цепи осаживающей катушки реле
1РБ, реле 1РБ сработает и разомкнет цепь реверсивных контакто-
ров 1В—ЗВ (рис. 3-11), что приведет к отключению двигателя от
сети и его торможению. С учетом поворота ВР при торможении
двигателя общий угол поворота составит 45°. После остановки дви-
гателя осаживающие контакты реле 1РПОС—12РПОС подключаются
к напряжению сети и реле приходит в исходное состояние.

С помощью переключателя 28Р (рис. 3-10) по первой программе
устанавливается распределение только левых коксовых скипов
(верхнее положение переключателя) или распределение всех левых
скипов (нижнее положение переключателя). В среднем положении
переключателя возможна работа только по одной программе.
Проследим работу схемы при условии, что по первой программе
должно производиться распределение всех левых скипов. Заданы
следующие углы поворота 45, 90, 135, 180, 225, 270, 315 и 360°.
В данном случае переключатели ЗР, 6Р, 9Р, 12Р, 15Р, 18Р, 21Р
и 24Р ставятся в верхнее положение, а остальные — в нижнее.
Переключатель 28Р ставится в нижнее положение.

Начнем рассмотрение работы схемы с того момента времени,
когда последний скип предыдущей подачи сгружен, а первый скип
правый, следующей подачи находится в скиповой яме. В этом слу-
чае ККП стоит в первом положении, контакт ККП-21 замкнут,
замкнут и контакт 1РБК или 1РБР (рис. 3-11). С началом подъема

первого скипа подачи на колошник опускается малый конус, замы-

кается контакт 1РС и
реле 4РБ, срабатывая,
подает напряжение на
катушку контактора ЛЛ,
и ККУ начинает повора-
чиваться. Остановится
ККУ в третьем положе-
нии, так как переклю-
чатель ЗР стоит в верх-
нем положении. При
этом произойдет включе-
ние контактора 1А.^

С приходом первого
скипа на колошник в
схеме управления ККП
(рис. 2-4, а) срабатывает
контактор 1ЛК', реле
1РБ и НРБ включают-
ся, подготавливая цепь
для питания контакто-
ров 1В—ЗВ (рис. 3-11).
Кроме этого, замыкается
контакт путевого выклю-
чателя № 35, включается
реле РБП и отключается
реле РБЛ. Схема пере-
водится на работу по

	Угол поворота распределителя				
	0°	15°	30°				
	Угол поворота пут. выключателя				
	0° • 60° 120° 180° 240° 300° 360°				
1-6	1 Ла	1			
2-8		1 аТа			
1-Н	1	|	|	А	А	
2-Н	1 >	1	1  1	1	А	'	1 ' '  А 1 ...			

Рис. 3-11. Схема управления

второй программе. Вклю-
чение контакторов 1В—
ЗВ производится спустя
5—10 сек после прихода
правого скипа на колош-
ник при срабатывании
реле ЗРВ-1 или ЗРВ-2.

С подъемом второго,
левого скипа на колош-
ник опять включаются

реле 1РБ и НРБ, под-
в)

1РПВт

1-В 1В

2-В 1В

О ' г> ..

1-Н 1Н

1РП

Г2РП

ЗРП

РРП
5РП

г-н 1н

п

РВ

6РП

7РП

ЗРП

'ЗРП

*1СРП

ПРП

ЗРП Вт_________

_______РРПВгТ1

, БРПВт_________

----,6Р^т

, 7РЛВт

_______

, 9РПВт_____

____ЮРПВт

ПРПВт

ЮРПОСПРПОС 12РП0С

УРПдс ВРПдс 9РПос

РРПсс 5РПВС 8РПсс

1 Р"сс Щс ЗРПос

’Р^бт

ПРБВт

1РБ НРБ '

1В

гв

1В 2В ЗВ
та

1Н 2Н ЗН
та

Г ~I ккп
12 КБ 1ЛК I —

/А

1Б

гн

кип

ПК

БРБ

РБК

1Р6КОС >РБР0С

’РБКбт

’РБРбт

РБПВт

РВПос

। 1рс । 1/гя/7-г;|

1----п < т- о О-+

ПА

116

Н
ш

НГ





Г Л/ 25 "I
п ' п ............

РбПбт

РБПСС

I Ы 35 \

двигателем вращающегося распределителя
готавливается цепь питания контакторов 1В—ЗВ, замыкается
контакт выключателя № 25, включается реле РБЛ и отключается
реле РБП. Схема переводится на работу по первой программе.
С замыканием контакта ЗРВ-1 или ЗРВ-2 подключаются кон-
такторы 1В—ЗВ и ВР начинает поворачиваться. При повороте
ВР на угол 5° срабатывает реле 1РП, при повороте на угол 20°
срабатывает реле 2РП и при повороте ВР на угол 35° — реле
ЗРП. Включение реле ЗРП при верхнем положении переклю-
чателя ЗР вызывает отключение реле 1РБ и контакторов 1В—ЗВ;
двигатель ВР отсоединяется от сети и переводится в режим динами-
ческого торможения. С приходом третьего, правого, скипа на колош-
ник схема переключается на работу по второй программе. С прихо-
дом четвертого, левого, скипа пуск двигателя ВР происходит так же,
как и с приходом второго скипа.

После прихода первого скипа следующей подачи в скиповую
яму ККП снова придет в первое положение и замкнется контакт
ККП-21. Переход К КУ в следующее положение будет происходить
в том же порядке, как и при первой подаче. Остановка ККУ про-
изойдет в шестом положении, в котором переключатель 6Р постав-
лен в верхнее положение. При этом материалы всех левых скипов
второй подачи будут поворачиваться на 90°.

В третьей подаче ККУ начинает второй оборот. При переходе
ККУ из шестого (нулевого) положения в первое замыкается кон-
такт ЛЛК12, получает питание катушка 21РП, после чего произ-
водится переключение зон углов поворота: контактор 1А выклю-
чается, а контактор 1Б включается. Остановка ККУ произойдет
в третьем положении второго поворота, что соответствует пово-
роту ВР на 135°.

Аналогично будет происходить переход ККУ в зону Г и зону Д.

§ 3-5. Электропривод малого
и большого конусов

В настоящее время для управления конусами применяются два
типа одноагрегатной лебедки (одна лебедка для малого и большого
конусов): лебедка ЛК-25 с максимальным натяжением каната
25 т (246 000 н) и лебедка ЛК-35 с максимальным натяжением
каната 35 т (344 000 н).

Лебедка ЛК-25 применяется в доменных печах с полезным
объемом до 1033 л/3, а лебедка ЛК-35 — свыше 1033 м8. Для домен-
ной печи 2000 м3 лебедка ЛК-35 применяется временно, с учетом
замены ее на новую лебедку с большим максимальным натяжением
каната.

Привод лебедки ЛК-25 оборудован двигателем постоянного тока
типа ПН400, 220 в, 40 кет, 950/1300 об/мин при питании его от сети
постоянного напряжения. Привод лебедки ЛК-35 оборудован дви-
гателем постоянного тока типа ПН1000, 220 в, 105 кет,
950/1310 об/мин при питании его от сети постоянного напря-
жения.

Для схегЛы управления доменной печи 2000 м? предусматри-
вается питание лебедки по системе Г—Д (УРВ—Д). Электропривод
модели 1961 г. допускает переключение приводного двигателя си-
стемы Г—Д на систему УРВ—Д.

На лебедке малого и большого конуса установлен командоаппа-
рат, связанный с лебедкой через редуктор так, что угол поворота
командоаппарата при опускании конусов от нулевого положения
находится в пределах 120—150°.

Автоматика управления характеризуется следующим. Импульс
на пуск двигателя лебедки для опускания малого конуса подается
каждый раз при подъеме груженого скипа. Однако пуск лебедки
происходит при этом лишь в том случае, когда остановится вра-
щающийся распределитель. Импульс на пуск двигателя лебедки
для опускания большого конуса подается автоматически после
закрытия малого конуса. Существует блокировка, не допускающая
опускания большого конуса, если не подняты зонды. Импульс на
пуск двигателя для опускания малого конуса получается от реле
времени с выдержкой времени до 5 сек, а для большого конуса —
до 10 сек.

Малый и большой конусы контролируют работу следующих
механизмов системы загрузки: груженый скип останавливается,
не доходя до колошника,' если малый конус полностью не открылся
и затем не закрылся; зонды могут начать подъем лишь после пол-
ного открывания малого конуса, предшествующего открыванию
большого конуса; вращающийся распределитель может .сменить
станцию лишь после подачи импульса на работу малого конуса.

В схеме предусматривается, что пуск лебедки происходит в функ-
ции времени-, а замедление — в функции пути. Замедление кон-
тролируется контактами путевого выключателя лебедки конусов.
Пуск двигателя производится с помощью пускового реостата в три,
ступени, а замедление — в две ступени. При остановке двигателя
накладывается электромагнитный тормоз и производится динамиче-
ское торможение.

В схеме применяются следующие защиты: от обрыва обмотки
возбуждения двигателя, слабины каната, перехода лебедки за уста-
новленный предел, максимальная и нулевая защита.

§ 3-6. Электропривод зондовой
лебедки

Зонды применяются для определения уровня шихты в доменной
печи. Поддержание заданного уровня шихты является важным усло-
вием правильной работы доменной печи. По принятым нормам уро-
вень шихты в домне может быть не выше 0,5 м и не ниже 1,5—2 м
относительно опущенного большого конуса.
Зонды должны следить за уровнем шихты в доменной печи и
сигнализировать об изменении уровня, специально предупреждая
при выходе уровня за указанные пределы, В то же время при верх-
нем пределе уровня схема зондов должна дать запрет на опускание
большого конуса.

На типовых доменных печах применяют два зонда, измеряющих
уровень шихты в диаметрально противоположных точках (левый и
правый зонды). В настоящее время используются гибкие зонды,
состоящие из канатов или цепей с грузом. Второй конец каната,
перекинутый через блоки, закрепляется на барабане лебедки. В ра-
бочем положении зонд своим грузом опирается о поверхность
шихты.

Для подъема и опускания зондов применяются две лебедки:
одна для левого, другая для правого зонда, установленные в ма-
шинном помещении. Зондовая лебедка имеет барабан, связанный
с приводным двигателем через редуктор; сельсин-датчик, предназна-
ченный для замера скорости изменения уровня шихты; датчик угла
поворота для замера уровня шихты; путевой выключатель, с по-
мощью которого производится управление двигателем зонда и лам-
пами светофора, сигнализирующими положение зонда через каждые
0,25 л<; колодочный электромагнитный тормоз для удержания зонда
в верхнем положении.

Существуют два способа замера уровня шихты: непрерывный и
точечный. При непрерывном замере зонды большую часть времени
находятся в нижнем положении, они, опираясь на поверхность
шихты, следуют за ней по мере изменения уровня шихты. При этом
зонды должны перед открыванием БК подниматься вверх в целях
предохранения их от засыпания шихтой. При точечном замере
зонды большую часть времени находятся в верхнем положении и
опускаются для замера уровня шихты один раз в подачу после за-
крывания БК. Точечный замер является менее совершенным, так
как по нему об уровне шихты можно судить по кратковременным,
периодическим замерам, в то время как при непрерывном замере
производится слежение за уровнем шихты. Однако при точечном
замере зонды работают в более благоприятных условиях, чем при
непрерывном, когда они большую часть времени находятся на
шихте.

К электроприводу зондовой лебедки предъявляются следующие
требования:

1)	ограничение скорости опускания зондов;

2)	непрерывное натяжение каната при опущенных зондах;

3)	следование зондов за уровнем шихты при его опускании;

4)	удержание зондов в верхнем положении.

Выполнению этих требований удовлетворяет электропривод
с двигателем постоянного тока параллельного возбуждения при
питании его от заводской сети. В данном случае применяется дви-
гатель типа ПН-68, 37 кет, 1000 об/мин, 220 в.
На рис. 3-12 представлена схема управления двигателем одной
зондовой лебедки. В этой схеме при непрерывном замере двигатель
все время включен на сеть и работает в режиме противовключения.
.Величина тока двигателя и его момента зависит от величины до-
полнительного сопротивления в цепи якоря двигателя. Это сопро-
тивление подбирается с таким расчетом, чтобы вращающий момент
двигателя был бы меньше момента, создаваемого весом зонда. Мо-
мент двигателя при этом необходим для получения соответствую-
щего натяжения каната.

Начнем рассмотрение работы схемы зондовой лебедки с того
времени, когда зонд находится в крайнем верхнем положении,
а большой конус закрывается. В этом случае контакт путевого
выключателя зондовой лебедки № 16Л замкнут, контакты № 2Л,
№ 15Л разомкнуты, в схеме конусов контактор 2 КБ отключен,
а контакт № 25 разомкнут; включено реле РО; реле РЛЗ не втя-
нуто; двигатель отключен от сети, а зонд удерживается в верхнем
положении тормозом.

С закрытием большого конуса замыкаются контакты № 25 и 2 КБ
(из схемы конусов), получает питание реле РБЗ и его НО контакт
в цепи катушки контактора 1Л замыкается. Контактор 1Л срабаты-
вает, одновременно подключаются на напряжение двигатель и
электромагнит тормоза. В цепи двигателя включено полное допол-
нительное сопротивление СР1, СР2 и СРЗ. При этом момент дви-
гателя меньше момента от веса зонда, поэтому зонд под влиянием
собственного веса при некотором подтормаживании со стороны дви-
гателя опускается с увеличивающейся скоростью. При большой
скорости опускания срабатывает контактор 1Т и его НО контакт
выключает из цепи одну ступень сопротивления СР1, что приводит
к увеличению момента двигателя и к снижению скорости опускания.
Когда скорость снизится до такой величины, при которой отклю-
чится контактор 1Т (контактор работает в функции э. д. с. двига-
теля), вновь включается сопротивление СР1 и скорость опускания
начнет опять увеличиваться и т. д. до момента соприкосновения
зонда с шихтой. При соприкосновении зонда с шихтой двигатель
останавливается, но он продолжает оставаться включенным на
сеть. Момент неподвижного двигателя меньше момента от веса зонда,
потому он создает лишь необходимое натяжение каната.

С опусканием шихты зонд следует за шихтой. В этом случае
один за другим замыкаются контакты путевого выключателя зондо-
вой лебедки № 5Л — № ПЛ, срабатывает реле 5РЛ—ИРЛ, зажи-
гаются лампы на светофоре, указывающие на изменение уровня
шихты в домне.

Контроль за верхним предельным уровнем шихты производится
с помощью реле ограничения загрузки печи РЛЗ. Когда уровень
шихты доменной печи не выше заданного предела «печь полна»,
втягивающая катушка реле РЛЗ присоединяется к напряжению
сети. Срабатывая, это реле дает разрешение на дальнейшую загрузку

_Л5_

р0 ^25 2КБ \ и №

РБЗ,

51КК-1

)--------

5Р/1' 0,5м 1Ш

7* 1'

10м 2Ш	7РЛ

г-т—=-------;-----к-------------

1,25м ЗШ -1—М8Л_________________

1,5м

ОШ _____________ЗРЛ___________

1,75м 5Ш

РО

РЛЗ,

ЗР/1

“1Г-

пг----^Ом РЛЗ^

I___________ДРЛ

РБЗК

П

	г	1/7Л  \2КБ | —
	""
Назначение ; шайб	НН шайб	Левый барабан							нн шайб	Правый барабан								Назначение шайб
		Вверху- зонд—Внизу й’ №° ОТ 1Я0‘ 2110'300’3$								вверху — зонд—внизу  0° ВО" 120° 180° 200° 300°360"'								
Переход за предел	Н 1Л	1 1“1					1 |	1 1 1 1	Н9Л				I | ”	Л				15 метра
Конечн. отключ. непрерывн. замера	Н2Л	14						II 1	Н10Л				।	а!	1			1,75 метра
Конечн. отключ. точечн. замера	НЗЛ	।						1 1 1	И11 Л				! ! П1		1			2,0 метра
Нулевое положение зонда	НМ	1 1 1						1 1  1 1 1 1	И12Л		Г д		1	у	а!			2,5 метра
0,5 метра	Н5Л	1  1 1А		I		А		II'	Н13Л				। '	У				3,0 метра
0,75 метра	НОЛ	1				г	1	1 1 1 1	ШИЛ		I.		1		। т			6,0 метра
1,0 метра	Н7Л					А	1	1 1 1 1	Н15Л				1 1 1	1		1		Перех.за  Н11ЖН ПОЛОК
1,25 метра	Н8/1	1 г . _Ь 1Л	и			▼Г	1 1	1 II 1 1 1 1 1	Н16Л	-I	▼ I I А		1 1 1  1 Г 1	1  1	1		Г"	Зонд вверху

1м 0 1м 2м Зм бм -1м 0 1м 2м Зм им

Рис. 3-12. Схема управления двигателем зондовой лебедки
печи, т. е. на опускание большого конуса. При более высоком уровне
шихты реле РЛЗ остается невключенным, вследствие чего накла-
дывается запрет на опускание большого конуса, поэтому загрузка
печи задерживается.

По условиям технологии требуется изменение уровня «печь
полна» в пределах от 0,5 м до 2 м (отсчет производится от положения
большого конуса при его опущенном состоянии. Чем меньше рас-
стояние шихты до нижнего положения БК, тем выше уровень
шихты). Изменение уровня «печь полна» производится с помощью
переключателей 1Ш—5Ш. Например, при замкнутом переключа-
теле 4Ш и разомкнутых остальных уровень «печь полна» соответ-
ствует 1,5 м. Если при этом зонд, опустившись на шихту, замерит
уровень выше 1,5 м, то реле РЛЗ не включится, так как не замкнется'
контакт № 9Л и не сработает реле 9РЛ. При этом не будет дано
разрешение на опускание большого конуса до тех пор, пока шихта,
а вслед за ней и зонды не опустятся до уровня «печь полна». После
снижения шихты до заданного уровня (1,5 м) замкнется контакт
№ 9Л, сработает реле 9РЛ и реле РЛЗ, подключенное на напряже-
ние сети, и даст разрешение на опускание Б К. Перед опусканием Б К
размыкается контакт 2КБ в цепи втягивающей катушки реле
РБЗ, а замыкается в цепи осаживающей, закорачивая дополни-
тельное сопротивление с целью убыстрения отключения этого реле.
С отключением реле РБЗ контактор 1У получает питание, и допол-
нительные сопротивления СР1, СР2 выключаются из цепи якоря;
ток двигателя и момент его увеличиваются, что приводит к подъему
зонда. По достижении зондом крайнего верхнего положения размы-
кается контакт № 1Л, теряет питание контактор 1Л, двигатель и
тормозной электромагнит отключаются. Двигатель останавливается,
а тормозные колодки удерживают зонд в верхнем положении.

Опускание зонда запрещается при открытом большом конусе.
Это контролируется контактом путевого выключателя конусов № 25,
замкнутого в верхнем положении большого конуса. После закрытия
БК замыкается контакт № 25, срабатывает реле РБЗ, контактор
1Л получает питание и двигатель включается на опускание зонда.

Сигнальные лампы уровня шихты в печи имеют три цвета. Край-
нее верхнее положение, уровни 1,0—0,5 м и нулевое положение
отличаются белым цветом. Уровни нормальной загрузки 1,0; 1,25;
1,5; 1,75; 2,0 и 2,5 м сигнализируются зеленым цветом. Уровни
3,0 и 4 м отмечаются красным цветом, указывающим, что загрузку
печи следует форсировать, в противном случае она может уйти за
допустимые пределы.

§ 3*7. Электропривод уравнительных клапанов

Для выравнивания давления над и под конусами применяются
обычно четыре уравнительных клапана: два — малого конуса и
два — большого. В конструктивном отношении уравнительные кла-
паны не имеют между собой различий, К рычагу клапана через сек-
тор подвешен контргруз, стремящийся закрыть клапан. Открытие
клапана производится с помощью каната, закрепленного одним
концом на секторе, а другим — на барабане лебедки. Максимальный
поворот клапан* около 70° при максимальном ходе контргруза
860 мм. Лебедка уравнительного клапана состоит из барабана, дви-
гателя, червячного редуктора с передаточным отношением 1 : 50
и командоаппарата.

Обычно в качестве приводного двигателя применяется асинхрон-
ный короткозамкнутый двигатель мощностью 5 кет, 910 об/мин,
хотя имеются приводы уравнительных клапанов и на постоянном
токе. Практикой установлено, что привод на переменном токе пол-
ностью удовлетворяет требованиям, связанным с необходимостью
иметь малое время открывания и закрывания клапанов при точной
остановке привода. По этой причине в настоящее время вариант
электропривода на переменном токе находит преимущественное
применение.

При открывании уравнительного клапана двигатель преодоле-
вает вес контргруза и работает в двигательном режиме; при закры-
вании — двигатель действует встречно весу контргруза и работает
в генераторном режиме со скоростью выше синхронной. Остановка
двигателя происходит в режиме динамического и механического
торможения с помощью электромагнитного тормоза.

Схема управления уравнительными клапанами должна преду-
сматривать следующие блокировки.

1.	Уравнительные клапаны малого конуса должны открываться
несколько раньше начала опускания. малого конуса (МК), с тем
чтобы не удлинять цикл загрузки; в связи с этим импульс на от-
крывание клапанов малого конуса подается в момент открывания
коксовых затворов при погрузке кокса или открывания затворов
вагона-весов при погрузке руды.

2.	Уравнительные клапаны малого конуса должны закрываться
одновременно с подъемом малого конуса.

3.	Открывание уравнительных клапанов большого конуса
должно начинаться после закрытия малого конуса, за которым
следует опускание большого конуса.

4.	Импульс на закрывание клапанов большого конуса подается
автоматически схемой конусов в начале опускания большого конуса.
Глава IV

АВТОМАТИЗАЦИЯ ДОМЕННОГО
ПРОЦЕССА

Доменный процесс является весьма сложным физико-химическим
процессом, на ход которого влияет большое количество взаимосвя-
занных факторов. Нарушение доменного процесса вызывается
в первую очередь непостоянством свойств материалов шихты, кото-
рое влечет за собой изменение распределения материалов по сече-
нию домны, изменение потока газов в печи и сказывается на тепловом
состоянии печи. При временных изменениях свойств шихты необхо-
димо принимать меры для устранения отклонения распределения
газового потока и нарушения теплового режима печи, что дости-
гается, с одной стороны, изменением режима загрузки, а с другой —
изменением режима дутья. Изменение режима загрузки и режима
дутья выполняется мастером доменной печи на основе показаний
контрольно-измерительных приборов и анализа чугуна и шлака.
Однако при этом возможны большие отклонения от оптимальных
режимов, что приводит к снижению производительности печи,
увеличению брака чугуна и перерасходу топлива. Для сохранения
нормального хода доменной печи применяют регулирующие устрой-
ства, с помощью которых производится поддержание на заданном
уровне отдельных параметров, характеризующих доменный про-
цесс. Так, например, на действующих доменных печах в настоящее
время применяют регулирование температуры и влажности дутья;
распределения газовых потоков по радиусу и окружности сечения
печи; давления на колошнике и т. д.

Рассмотрим работу доменной печи при наличии отдельно рабо-
тающих регуляторов.

§ 4-1. Регулирование режима доменной печи
по частным перепадам давления

При прохождении газов через шихту от зоны фурм к колошнику
давление их уменьшается. Изменение давления газов по высоте
шихты зависит от разных факторов. Так, например, в верхней части
(от середины шахты печи до колошника) изменение давления газа
(перепад давления) АРВ = Рср — Рк определяется главным образом
давлением на колошнике Рк, а в нижней части (от фурм до сере-
дины шахты) перепад давления ЛРН = Ри — Рср зависит от темпе-
ратуры, влажности, количества дутья.

Регулирование режима доменной печи по частным перепадам
давления газов основано на том, что между перепадами давлений
верхней и нижней зон доменной печи имеется определенное для
разных условии плавки чугуна в домне соотношение 8 = др5,
обеспечивающее наиболее полное использование объема доменной

печи.

На рис. 4-1 представлена
структурная схема регулиро-
вания соотношения частных
перепадов давления газов

ДР

8 == -гр-. В рассматриваемой
1ЛГ н

схеме датчики давления 1, 2,
3 замеряют давление соответ-
ственно в нижней части ших-
ты Рн, в средней Рср и в верх-
ней Рк. Результаты измерений
подаются к дифференциаль-
ным манометрам 4 и 5, на
выходе которых получаются
разности давлений ЛРН =
= Рн — Рср и АРВ = Рср — Рк.
В распределителе 6 по этим
разностям вычисляется отно-

ДРВ г>

шение 8 = -г-н®. В зависимости

Рис. 4-1. Структурная схема регулиро-
вания соотношения перепадов давления
газов

от знака разности текущего
значения соотношения перепа-
дов и заданного значения (8 —

8зад) от распределителя 6 подается

команда или на изменение задания регулятора давления газа на ко-
лошнике 8, или на изменение задания регулятора расхода дутья. При

значениях соотношения 8 = ~г^, больших заданного, команда
подается через регулятор 8 на увеличение давления газа на
колошнике. При значениях соотношения 8, меньших заданно-
го, подается команда через регулятор 7 на уменьшение расхода

дутья.

Обычно в подобного рода схемах регулирования, кроме регуля-
тора расхода дутья, применяются также регулятор температуры и
регулятор влажности дутья, которые, действуя совместно с регуля-
тором расхода дутья, поддерживают постоянство соотношения
перепадов давления газов по высоте шахты печи.
§ 4-2, Автоматическое распределение газовых
потоков по радиусу печи

Для нормальной работы доменной печи очень важно, чтобы газы
при движении вверх к колошнику встречали одинаковое сопро-
тивление по всему сечению печи. Это сопротивление зависит от
многих факторов. Так, например, у стенок печи материалы, опу-
скаясь книзу, из-за постепенного увеличения внутреннего диаметра
домны, несколько разрыхляются, поэтому сопротивление движению
газов на периферии меньше, чем в центре печи; материалы, состоя-
щие из мелких кусков, оказывают газам большее сопротивление,

Рис. 4-2. Структурная схема регулирования рас-
пределением газового потока изменением цикла
подач

чем материалы, состоящие из крупных кусков. Поэтому руда, как
менее кусковатая и менее пористая, оказывает большее сопротивле-
ние газам, чем кокс. В связи с указанным целесообразно, чтобы
материалы у стенок имели более плотные слои, т. е. были менее
газопроницаемы, так как при опускании они, разрыхляясь, умень-
шают свою плотность.

При опускании большого конуса материалы, ссыпаясь в печь,
отсортировываются: мелкие куски сосредоточиваются в месте па-
дения, а крупные скатываются к центру печи. Так как руда менее
кусковата, чем кокс, то она остается в значительном количестве
у стенок, а кокс — в центральной части. Следовательно, для обес-
печения равномерного прохода газа по сечению печи необходимо
производить неравномерное распределение материала по радиусу,
и равномерное — по окружности.
Распределение материала по радиусу печи зависит от типа по-
дачи. Так, например, при опускании БК один раз в подачу (совмест-
ная загрузка) происходит большее сосредоточение руды у стенок,
чем при двойном опускании БК (раздельная загрузка); при прямых
подачах периферия загружается более плотными слоями материала,
чем при обратных. В связи с этим регулирование газовых потоков
по радиусу можно производить изменением, соотношения коли-
чества прямых и обратных подач.

Газопроницаемость шихты можно определять по температуре.
Чем выше в данном месте сечения домны температура шихты, тем
выше газопроницаемость шихты. При нормальном ходе печи тем-
пература газов в центре несколько выше, чем на периферии. Если
соотношение температур в центре и на периферии меняется, то
необходимо менять программу цикла подач так, чтобы сохранить
заданное соотношение температур.

На рис. 4-2 представлена структурная схема регулирования
распределения газового потока изменением цикла подач. Термо-
пары 1 и 2 замеряют температуру газов в центре и на периферии
печи; преобразователи 3 и 4 передают показания термопар в узел
сравнения 5; выходная величина узла сравнения, пропорциональ-
ная разности температур, подается на вход регулятора цикла
подач 6, который в свою очередь воздействует на командоконтрол-
лер цикла 7. При этом предусматривается возможность отработки
заданного цикла загрузки в зависимости от величины отклонения
температур на периферии.

§ 4-3. Автоматический расчет параметров
регулирования хода печи

Автономные регуляторы, поддерживающие заданное значение
одного параметра, не могут обеспечить получение оптимальной
работы печи. В связи с этим проводятся работы по комплексной
автоматизации доменного процесса с применением вычислительных
машин, при помощи которых можно было бы выполнить автомати-
ческие расчеты тех величин, которые в комплексе определяют до-
менный процесс.

Такая работа была проведена в Донецком индустриальном ин-
ституте. Проф. В. В. Сорокин вывел основные уравнения, характе-
ризующие доменный процесс. Эти уравнения показывают, что на
ход доменного процесса влияют 39 параметров, из которых восемь
меняются относительно быстро. Такими параметрами являются:

Температура колошникового газа..... 1К

Температура холодного и горячего дутья .	/х; /г

Расход и давление холодного дутья .... ох; рх
Составляющие колошникового газа.... СО, СО8, На
Воздухонагре-
ватель

со

С2

Р

К

Вычислитель-
ное устройство
для решения
уравнений руд-
ной нагрузки

Вычислительное
устройство для
решения уравне-
ний минутной
производитель-
ности ирасхода
углерода

Пылеуло-
вители

Домен-
ная
печь

з\ Горячее
дутье

Холодное
] । у дутье

парамет-
>ро8

Измеряемые величины

Рис. 4-3. Структурная схема управления доменным процессом с по-
мощью вычислительного устройства:

СО, СО2, Н2 — анализ колошникового газа; ?к, /г — температура колош-
никового газа; холодного и горячего дутья; Ух, рх — расход н давление холод-
ного дутья; р , — минутная производительность, т/мин\ р„ — расход углерода
М	С2 р

на тонну чугуна, кг!т\ — рудная нагрузка в подачу, т; — отношение

руда — кокс

С помощью этих параметров можно рассчитать основные пока-
затели доменного процесса, к которым относятся:

1)	минутная производительность доменной печи рм;

2)	расход углерода на тонну чугуна рс\

3)	рудная нагрузка в подаче рр;

4)	отношение руда — кокс.

На рис. 4-3 представлена структурная схема управления до-
менным процессом с помощью вычислительного устройства. В рас-
сматриваемой схеме быстро меняющиеся параметры замеряются
датчиками и подаются после соответствующих преобразований на
вход решающего устройства. Медленно меняющиеся параметры
в устройство вводятся вручную. На выходе счетно-решающего
устройства замеряются основные показатели доменного процесса.
Выходные величины в опытной установке не были использованы
для получения системы автоматического регулирования, а приме-
нялись в целях контроля за ходом доменного процесса, они помо-
гали мастеру домедной печи определять тепловое состояние печи и
улучшать ход печи.

§ 4-4. Комплексная автоматизация доменным
процессом

Дальнейшим этапом развития автоматизации доменного про-
цесса является разработка схемы комплексной автоматизации
С применением ряда вычислительных устройств, учитывающих
различные связи и зависимости между параметрами доменного
процесса.

Рис. 4-4. Структурная схема комплексной автоматизации домен-
ной печи

На рис. 4-4 представлена структурная схема комплексной авто-
матизации доменной печи. Согласно этой схеме управление домен-
ным процессом производится воздействием на: 1) систему регулиро-
вания режима дутья; 2) систему загрузки доменной печи; 3) систему
Управления вращающимся распределителем; 4) систему регулиро-
вания режима печи.

Воздействие на систему регулирования режима
Дутья (воздуходувка) производится с помощью устройства 1ВУ,
которое вырабатывает команды, изменяющие задание для регуля-
торов количества дутья РКЦ, регулятора температуры РТД и
влажности РВД. В устройство 1ВУ поступает информация от диф-
манометра /, измеряющего нижний перепад давления ДРИ; от при-
бора 5, измеряющего скорость схода шихты; от приборов 2, 3, 4,
измеряющих температуру внутри фурмы, шлака и чугуна.

Воздействие на систему загрузки доменной
печи (А/Б) производится с помощью устройства 2ВУ, изменяю-
щего соотношение между скипами двух программ загрузки А и Б.
В этом случае по программе А материал загружается по периферии
печи, а по программе Б — в центральной части печи. Путем изме-
нения соотношения числа погружаемых скипов по программам А и Б
можно получить рациональное распределение материала по сечению
печи. Информация в устройство 2ВУ поступает от газоанализато-
ров 10 и 11, измеряющих содержание СО2 на периферии и в центре
печи; от дифманометра 9, измеряющего верхний перепад давления
АРВ; от прибора 12, измеряющего температуру; от прибора 5 и
управляющего устройства ЗВУ через РВ.

Воздействие на работу вращающегося распре-
делителя (ВР) производится с помощью устройства ЗВУ,
в которое поступает информация от термопар 6 и 7, измеряющих
температуру периферийных газов и в газоотводах и от газоанализа-
тора 8. В соответствии с полученной информацией устройство ЗВУ
выдает команду на поворот вращающегося распределителя. Если
при этом не удается получить равномерный сход материалов, то
через промежуточное устройство РВ подается команда в устрой-
ство 2ВУ, управляющее работой системы загрузки.

Воздействие на систему регулирования режима
печи (Р/К) выполняется с помощью устройства 4ВУ, что дости-
гается автоматической корректировкой программы работы вагона-
весов или же работы коксозагрузочного устройства, изменяя соот-
ношение скипов руды и кокса Р/К. Устройство 4ВУ получает инфор-
мацию о температуре фурм, шлака и чугуна, о соотношении СО и СОг
в колошниковых газах (13, 14, 15).
Раздел второй

ЭЛЕКТРОПРИВОД
И АВТОМАТИЗАЦИЯ
СТАЛЕПЛАВИЛЬНОГО
ПРОИЗВОДСТВА

Глава V

ЭЛЕКТРОПРИВОД

СТАЛЕПЛАВИЛЬНОГО ПРОИЗВОДСТВА

§ 5-1. Общие сведения

Современные процессы получения стали из чугуна разделяются
на мартеновский, конверторный и процесс плавки в электрических
печах.

При мартеновском процессе расплавление шихты и окисление
примесей производятся в результате сжигания топлива в самой печи.
Для повышения температуры горения в мартеновской печи топливо
и воздух предварительно нагревают отходящими газами. Метал-
лическая часть шихты обычно состоит из жидкого или твердого
чугуна и из металлического лома.

При конверторном процессе сталь получается из жидкого чу-
гуна при воздействии дутья. В этом случае кислород окисляет при-
меси, в результате чего выделяется большое количество тепла и
повышается температура металла. Таким образом, при конвертор-
ном процессе получения стали не требуется затраты топлива.

§ 5-2. Электропривод мартеновских печей

Устройство мартеновских печей. Мартеновская печь (рис. 5-1, а)
состоит из верхней части, установленной выше рабочей площадки,
и нижней части. В верхней части печи расположены рабочее про-
странство, в котором происходит процесс плавки стали, и головки-
горелки, которые представляют собой каналы для подвода воздуха
и газов и для отвода продуктов горения. В нижней части печи уста-
новлены регенераторы — камеры, предназначенные для предвари-
тельного нагрева воздуха и газов, и каналы, соединяющие регенера-
тивные камеры с дымовой трубой и клапанами.

В качестве топлива для мартеновских печей обычно применяется
смесь из доменного и коксового газов. Газообразное топливо и воз-
дух предварительно нагреваются в регенераторах, смешиваются и
подаются в рабочее пространство печи, где в результате сгорания
топлива развивается температура порядка 1850—1900° С, необхо-

4 В. П. Бычков

97
димая для плавления шихтовых материалов и окисления примесей
чугуна. Средняя продолжительность плавки составляет 8—12 ч,
что соответствует двум-трем плавкам в сутки.

Регенераторы представляют собой камеры, заполненные решет-
кой из огнеупорного кирпича — насадкой. В мартеновской печи
применяют четыре регенератора, по два с каждой стороны: один для
нагрева газа, другой для нагрева воздуха. Правые и левые регенера-
торы работают в попеременном режиме. Если, например, правые
регенераторы нагревают поступающий в рабочее пространство газ
и воздух, то левые сами нагреваются теплом отходящих из печи
продуктов горения. Перевод регенераторов из одного режима в дру-
гой осуществляется с помощью клапанов, которые переключаются
через каждые 10—20 мин.

На схеме устройства мартеновской печи (рис. 5-1, а) правые
регенераторы № 3 и № 4 нагревают газ и воздух, поступающий
в рабочее пространство. В этом случае задвижка 7 соединяет воз-
духопровод с правым воздушным регенератором № 3, а открытый
газовый клапан 10 соединяет газопровод с правым газовым регене-
ратором № 4. Задвижка 6 соединяет дымоход с левым воздушным

Рис. 5-1. Мартеновская печь:

а — Схема устройства: 1 — задвижка регулирования тяги в дымоходе; 2 — регу-
лирующие винтовые колонки для 'ручного регулирования высоты подъема клапа-
нов; 3 — блок холостого перемещения; 4, 10 — газовые клапаны; 5, 9 — дымовые
клапаны; 6, 7 — воздушные задвижки; 8 — регулирующая задвижка для распреде-
ления и регулирования тяги продуктов горения
л)

У/////Л Закрывается

Закрыт

Рис. 5-1.

б — Схема и график работы перекидных устройств
регенератором № 2, а открытый клапан 5 при закрытом газовом
клапане 4 соединяет дымоход с левым газовым регенератором № 1.

На рис. 5-1, б представлены схема и график работы перекид-
ных устройств, с помощью которых производится перевод регене-
раторов из одного режима в другой.

Мартеновские печи изготовляются емкостью (количество метал-
лической части шихты) от 5 до 900 т. Дальнейшее повышение ем-
кости печи ограничивается грузоподъемностью разливочных кра-
нов.

Расположение и оборудование мартеновских цехов. Мартенов-
ский цех имеет обычно несколько мартеновских печей, расположен-
ных в один ряд. Для плавки стали мартеновский цех требует под-
готовки и транспортировки большого количества материалов: чу-
гуна (жидкого и твердого), стального лома, флюсов, железной руды
и т. д. Подача твердых шихтовых материалов производится, как
правило, железнодорожным транспортом с помощью вагонеток
с мульдами; завалка твердой шихты — завалочными машинами;
заливка жидкого чугуна в печь через завалочные окна — заливоч-
ными кранами; разливка жидкой стали — в изложницы, устано-
вленные на железнодорожных платформах.

В состав цеха входят следующие отделения:

1) шихтовый двор; 2) миксерное отделение; 3) печной пролет;
4) разливочный пролет; 5) отделение изложниц (рис. 5-2).

Шихтовый двор предназначен для хранения шихтовых материа-
лов. Погрузка материалов в мульды производится грейферными или
магнитными кранами. Железнодорожные составы из вагонеток
с гружеными мульдами подаются в печной пролет к завалочным
окнам мартеновских печей.

Необходимый для бесперебойной работы доменной печи запас
жидкого чугуна хранится в резервуаре, называемом миксером
(смесителем). Чугун из доменного цеха к миксеру доставляется
в ковшах чугуновозом. Ковши с чугуном поднимаются миксерным
краном, затем опрокидываются, и чугун выливается в миксер. Далее
чугун в ковшах доставляется к мартеновским печам. После плавки
сталь, разлитая в изложницы, перевозится в отделение изложниц;
там стальной слиток освобождается от изложницы с помощью спе-
циальных кранов. Снятые изложницы после соответствующей под-
готовки возвращаются в разливочный пролет, а состав со слитками
направляется в прокатный цех к нагревательным колодцам.

Электропривод миксера. В миксере происходит смешивание чу-
гуна различных выпусков, что позволяет выравнивать химический
состав и температуру чугуна. Температура в миксере поддерживается
равной примерно 1100° С за счет сжигания газообразного топлива,
подаваемого внутрь миксера через отверстия в торцовых стенках.
Миксер состоит из цилиндрического сосуда, двух роликовых опор,
реечного механизма поворота, механизма открывания крышки за-
ливочного отверстия и установки для подогрева чугуна. Для
100
цех, к нагре-
вательным
колодцам
обжимного

стана

б)

Рис. 5-2. Мартеновский цех:

а — упрощенный план цеха н схема технологического процесса;

б — поперечный разрез по 1—1

/ — кран раздевания слитков 175/25/15 т; 2 — тележка с изложницами; 3 — разливочный
кран 300/75/15 т; 4 — сталеразливочный ковш; 5 — вентилятор печи; 6 — мартеновская
печь 185 т; 7 — заливочный кран 125—135 т; 8 — тележки с мульдами; 9 — завалочная
машина 7,5 т; 10 — чугуиовозные ковши; 11 — котел-утилнзатор; 12 — дымовая труба;

13 — железнодорожный путь; 14 — м аги ито-грейферный кран 10/10 III
подъема и опускания крышки заливочного отверстия применяется
лебедка с приводом от асинхронного короткозамкнутого двигателя
мощностью порядка 4—6 кет. Крышка сливного отверстия откры-
вается и закрывается вручную или с помощью электропривода.
Для слива чугуна миксер поворачивается вокруг горизонтальной
оси в сторону опускания сливного носка.

Рис. 5-3. Кинематическая схема привода поворота миксера.

1 — двигатель; 2 — зубчатая рейка; 3 — серьга

Кинематическая схема механизма поворота миксера предста-
влена на рис. 5-3. Серьга 3 соединена с зубчатой рейкой 2, которая
связана с реечной шестерней. Реечная шестерня перемещается дви-
гателем 1 через передаточное устройство; при этом и миксер пово-
рачивается, перекатываясь на роликах и направляющих.

Механическая система миксера строится так, чтобы его устой-
чивым положением было вертикальное. При этом условии, в случае
102
потери управляемости, миксер самостоятельно возвращается в ис-
ходное положение, чем предупреждается переполнение ковша и
слив металла на пол.

Типовая емкость миксера, принятая в Советском Союзе, 600 и
1300 т. Миксер емкостью 600 т устанавливают в цехах с годовой
производительностью 700 тыс. т слитков, а емкостью 1300 т —
в цехах с годовой производительностью до 1,5 млн. т слитков.
В цехах с большей производительностью устанавливают два мик-
сера.

К электроприводу механизма поворота миксера предъявляются
следующие требования: 1) плавное регулирование скорости в ши-
роких пределах; 2) быстрый и точный останов; 3) большие моменты
трогания; 4) высокая надежность.

Первое и второе требования вызываются необходимостью точно
регулировать количество чугуна, выливаемого из миксера в ковш,
а также предотвращать выплескивание чугуна;

Для привода механизма поворота миксера применяются двига-
тели последовательного возбуждения, обеспечивающие высокие
моменты трогания. При этом двигатель питается от сети постоян-
ного напряжения и регулирование скорости осуществляется вве-
дением ступеней сопротивления в цепь его якоря.

При подъеме миксера якорь двигателя шунтируется, а обмотка
возбуждения подключается на напряжение сети, т. е. в этом случае
получается машина постоянного тока независимого возбуждения.
Так как при подъеме двигательный момент создается самим миксе-
ром, то двигатель будет работать в генераторном режиме. Для
получения высокой надежности применяют два двигателя и две
панели, из которых один двигатель и одна панель работающие,
а вторые — резервные.

С целью получения точной остановки миксера используются
электромеханические тормоза, с помощью которых производится
точный останов в заданном положении. При потере управления,
а также при исчезновении напряжения питающей сети миксер не
должен быть в заторможенном состоянии, так как это будет препят-
ствием для самостоятельного возврата его в исходное положение.
Поэтому применяются электромеханические тормоза, которые произ-
водят торможение механизма не при снятии напряжения с катушек,
а при его подаче.

Электропривод лебедок перекидных клапанов мартеновской печи.
Переключение регенераторов и реверсирование пламени мар-
теновской печи производят клапанами и задвижками, управляемыми
тремя лебедками с приводными двигателями (рис. 5-1,а). Лебедка
№ 1 управляет газовым клапаном 10 и дымовым клапаном 9; лебедка
№2 — газовым клапаном 4 и дымовым клапаном 5; лебедка № 3 —
воздушными задвижками 6 и 7.

На рис. 5-1,а показано, как через правые регенераторы проходят
газ и воздух, охлаждающие насадки, а через левые — продукты го-
рения, нагревающие насадки. В этом случае направление пламени
в рабочем пространстве печи левое. После повышения до некоторой
температуры насадок левых регенераторов и понижения темпера-
туры насадок правых регенераторов должно быть произведено изме-
нение направления потоков газов, воздуха и продуктов горения,
т. е. через левые регенераторы с нагретыми насадками следует на-
править газы и воздух, а через правые с охлажденными насадками —

продукты горения.

Последовательность работы перекидных устройств при правой
перекидке представлена на рис. 5-1,6. Вначале включается лебедка
№ 2. При этом закрывается в течение 5—7 сек, дымовой клапан 5,
после чего в течение 11,3 сек открывается газовый клапан 4 и дви-
гатель лебедки № 2 останавливается. Вслед за эти включается

ПР ПР

лебедка № 3 и переключаются задвижки 6 и 7;
левый воздушный регенератор присоединяется к
воздухопроводу, а правый — к дымососу, после
чего двигатель лебедки № 3 останавливается.
С некоторой выдержкой времени, необходимой
для полного удаления воздуха в дымоходе,
включается лебедка № 1, при этом закрывается
газовый клапан 10 и затем открывается дымовой
клапан 9. Суммарное время работы всех трех ле-
бедок по графику (рис. 5-1,6) составляет 39,5 сек,
а общее время перекидных клапанов примерно
50 сек.

Рис. 5-4. Контакт- Каждая лебедка перекидных клапанов сс-
ный милливольт- стоит из барабана, редуктора, электромагнит-
метр ного тормоза, путевого выключателя и при-
водного двигателя. Барабан лебедки связан
с тяговым устройством клапанов или задвижек с помощью
тросов. В качестве приводного двигателя лебедки приме-
няются асинхронные двигатели типа МТК, мощностью около 5—
7,5 кет.

В современных мартеновских печах перекидка клапанов совер-
шается автоматически. В этом случае с помощью термопар заме-
ряются температуры насадок правых и левых регенераторов и
разность этих температур подается на вход датчика.

Применяемый в этом случае датчик представляет собой контакт-
ный милливольтметр с нулем посредине шкалы (рис. 5-4). Катушка
этого милливольтметра подключается на разность э. д. с. термо-
пар, замеряющих температуры регенераторов. С повышением этой
разности увеличивается напряжение на катушке датчика. При
некоторой заданной разнице температур стрелка в своем крайнем
положении замкнет ртутный контакт. Катушка датчика присоеди-

няется так, что с увеличением температуры левых регенераторов и
уменьшением температуры правых стрелка отклонится вправо и
замкнет контакт КГ-П, а с увеличением температуры правых регене-
Даторов и уменьшением левых стрелка, отклонившись влево, замк-
нет контакт КГ-Л.

На рис. 5-5 изображена автоматическая схема управления пере-
кидными устройствами мартеновской печи. В этой схеме 1Д, 2Д
и ЗД — двигатели лебедок № 1, № 2 и № 3; РПП— реле правой
перекидки клапанов; РПЛ — реле левой перекидки клапанов; П,
Л — контакторы правой и левой перекидки; ЛПВ — контактор
двигателя программного реле времени ДПВ-, 1Л, 2Л, ЗЛ — линей-
ные контакторы двигателей лебедок; /К, 2К, ЗК — путевые выклю-
чатели лебедок; 1КА, 2КА, ЗКА — конечные выключатели лебедок.

Последовательность работы перекидных устройств устанавли-
вается программным реле времени ПВ, представляющим собой вра-
щающийся кулачковый командоаппарат с приводным синхронным
двигателем ДПВ. Схема работы программного реле ПВ предста-
влена на рис. 5-5.

При правой перекидке клапанов схема работает в следующем
порядке. Температура левых регенераторов выше температуры пра-
вых, вследствие чего датчик замыкает конта'кт КГ-П-, реле РПП по-
лучает питание и подключает контактор П на напряжение сети.
Через контакт программного реле ПВ-2, замкнутый в исходном
положении реле ПВ, и НЗ контакты 1Л, 2Л, ЗЛ подключается кон-
тактор ЛПВ, и двигатель программного реле ДПВ начинает пово-
рачивать ось реле ПВ. Через 3 сек после воздействия на реле ПВ
контакт ПВ-2 разомкнется, а контакты ПВ-1 и ПВ-5 замкнутся.
При этом подается импульс на отключение коксового газа и вклю-
чается сирена, оповещающая персонал о происходящей перекидке
клапанов. Далее, через 6 сек замыкается контакт ПВ-3, получает
питание и контактор 2Л, отключается двигатель ДПВ программного
реле времени и включается двигатель 2Д лебедки № 2. Лебедка
№ 2 производит переключение клапанов 4 и 5, после чего размы-
кается контакт 2К-1 и двигатель 2Д останавливается. Одновременно
замыкается контакт 2К-5, получает питание контактор ЗЛ и двига-
тель ЗД, включенный на сеть, поворачивает барабан лебедки № 3;
задвижки 6 и 7 переключаются. В конце переключения размыкается
контакт ЗК-1, двигатель ЗД останавливается, замыкается НЗ кон-
такт ЗЛ в цепи контактора ЛПВ и двигатель ДПВ, включаясь на
сеть, вновь поворачивает ось программного реле ПВ. По истечении
11 сек замыкается контакт ПВ-4 и через контакт ЗК-5, замкнутый
после остановки двигателя ЗД, получает питание контактор /Л;
двигатель 1Д включается, и лебедка № 1 производит перекидку
клапанов 9 и 10. Одновременно с размыканием контакта ПВ-5
вновь подается коксовый газ. В конце перекидки клапанов 9, 10
размыкаются контакты 1К-1 и 1К-5. При этом двигатель 1Д оста-
навливается, реле РПП и контактор П теряют питание, а через кон-
такт ПВ-1 получает питание контактор ЛПВ, при этом включается
двигатель ДПВ и программное реле ПВ приходит в исхбдное поло-
жение.
кг-п

"II РПп]
кг-л |Г_
“Ч рпл\

------1г

РПП

/УУ>

РПП РПЛ

“II 4Г“



п

1<л

1Г

РПЛ РПП	П л

~Ч « II

1Л 2Л ЗЛ	П ЛПВ_______

/^Сирена

1 + Импульс на отсечку
коксового газа

Схема,
программного реле времени ПВ

Рис. 5-5. Автоматическая схема управления перекидными устройствами мар-
теновской печи
В начале левой перекидки замкнуты контакты путевых выклю-
чателей 1К-2 2К-2, ЗК-2, 2 К-6, тем самым подготавливая схему
для работы при левой перекидке. Работа схемы при левой перекидке
аналогична, однако последовательность работы лебедок обратная,
т. е. вначале работает лебедка № 1, затем № 3 и далее № 2.

Наряду с автоматическим управлением на практике предусмат-
ривается и ручное управление, не указанное на схеме рис. 5-5.

§ 5-3. Электропривод конверторов

Условно конверторы, выплавляющие сталь, можно разделить на
конверторы с воздушным и конверторы с кислородным дутьем. При-
меняют конверторы и со смешанным дутьем.

Конверторы с воздушным дутьем представляют собой грушевид-
ный сосуд из листового железа, выложенный внутри огнеупорным
кирпичем (рис. 5-6). В днище вставлены фурмы с отверстиями —

Рис. 5-6. Схема устройства конвертора:

/ — корпус; 2 — опорное кольцо; 3 — днище; 4 — воздушная коробка;
5 — кожух; 6 — сопла; 7 — «спина», 8 — горловина; 9 — пустотелая
цапфа; 10 — приводная цапфа; 11 —подшипники; 12 — опорные стани-*
ны; 13 — шестерня; 14 — зубчатая рейка; 15 — воздушный патрубок

соплами для подачи воздушного дутья в конвертор. Давление дутья
2—2,5 ат. Сверху имеется горловина, через которую производят
заливку чугуна, подачу добавочных материалов и слив стали и
шлака. Цилиндрическая часть конвертора опоясана кольцом с двумя
цапфами, на которых конвертор поворачивается вокруг горизон-
тальной оси. Одна цапфа приводная, связанная через редуктор
с валом двигателя. Вторая цапфа пустотелая, соединенная с воздухо-
проводом, что позволяет подавать дутье в различном положении
конвертора. Наклон конвертора необходим для заливки чугуна,
взятия проб, слива стали и шлака.
Продувка стали происходит в вертикальном положении конвер-
тора, заливка чугуна — при наклоненном на 96° от вертикального,
рабочего положения, а слив шлака и стали — наклоненном выше
118° от вертикального.

Конвертор работает примерно в следующем порядке: I) наклон
конвертора на 96° от вертикального положения для заливки чугуна;
2) пуск дутья и затем возврат конвертора в вертикальное положе-
ние; 3) продувка чугуна; 4) наклон конвертора и прекращение
дутья для слива шлака и стали; 5) возврат в исходное положение.
Продолжительность цикла плавки порядка 40—50 мин.

Тоннаж конверторов воздушного дутья лежит в пределах от
12 и 60 т.

Основными требованиями к электроприводу конвертора с воз-
душным дутьем являются: 1) широкие пределы регулирования ско-
рости; 2) плавное и точное регулирование скорости; 3) минимальное
время подъема и наклона до начала слива; 4) подъем после заливки
чугуна только при наличии дутья; 5) повышенные требования
надежности.

Широкий диапазон регулирования скорости диктуется необхо-
димостью иметь малые скорости при сливе стали и относительно
большую при возврате и при наклоне до слива. Выполнение четвер-
того требования предохраняет конвертор от возможности заливки
сопел воздушного дутья металлом. В горизонтальном положении
металл находится ниже сопел и не попадет туда. В вертикальном
положении конвертора сопла находятся под металлом, и лишь при
наличии воздушного дутья металл не попадет в них.

Основная цель применения кислорода в конверторном произ-
водстве стали — это повышение качества металла. При работе на
кислородном дутье уменьшается содержание азота в металле, что
приводит к увеличению механической прочности и долговечности
металла. Кроме того, при кислородном дутье значительно увели-
чивается количество используемого для нагрева металла и шлака,
снижается расход топлива на нагрев газов. Поэтому при работе на
кислородном дутье можно увеличить количество выплавляемой стали
прибавлением к жидкому чугуну таких добавок, охлаждающих
процесс плавки, как стальной лом или руда.

При смешанном дутье (воздух, обогащенный кислородом) кон-
струкция конвертора остается такой же, как и при воздушном, так
как продувка производится через фурмы днища.

При кислородном дутье продувка через днище вызывает низкую
стойкость днищ и фурм. Поэтому продувка металла кислородом
в конверторах осуществляется лишь при подаче кислорода сверху,
через горловину конвертора.

На ряде наших заводов работают конверторы с кислородным
дутьем емкостью 90—100 т и спроектирован конвертор на 250 т.

В конверторе емкостью 250 т заливка чугуна производится со
стороны разливочного пролета. Скрап загружается с противополож-
108
ной стороны с помощью завалочной машины. Глубина жидкого чу-
гуна в конверторе 1500 мм. Высота внутренней полости конвер-
тора 8,5 м.

По условиям технологии конвертор наклоняется на 60° в одну
сторону при завалке скрапа и до 130° в противоположную при
сливе стали. Наклон конвертора для заливки чугуна, завалки
скрапа производится со скоростью 1 об/мин, а медленный наклон
при сливе стали — со скоростью 0,1 об/мин. Установка для подачи
кислорода располагается над конвертором, и состоит она из двух
охлаждаемых фурм. Каждая фурма имеет свой привод, с помощью
которого она опускается вниз при вертикальном положении кон-
вертора и поднимается вверх перед наклоном.

К электроприводу поворота конвертора кислородного дутья
предъявляются в основном те же требования, что и к электропри-
воду конвертора с воздушным дутьем, добавив к этому, что наклон
конвертора должен производиться только при поднятых фурмах
кислородного дутья.

Исходя из указанных требований для привода поворота кон-
вертора емкостью 250 т применяются четыре двигателя постоянного
тока типа ДП-102, 200 кет, 220 в, 405 об/мин, из которых одновре-
менно работают два двигателя. Два остальных находятся в резерве.
К каждой цапфе конвертора присоединяется по одному двигателю.
Двигатели, соединенные последовательно, получают питание по си-
стеме Г —Д от генератора типа П151-8К, 600 кет, 460 в, 1000 об/мин.
В качестве возбудителя принят электромашинный усилитель
ЭМУ-100, 5 кет, 230 в, 1450 об/мин.

На рис. 5-7 изображена упрощенная схема управления механиз-
мом поворота конвертора емкостью 250 т. В этой схеме электрома-
шинный усилитель ЭМУ-1 имеет: токовую обмотку ТО-, обмотку
обратной связи по скорости — задающую обмотку УО; формирую-
щую обмотку ФО и обмотку гибкой обратной связи ГОС.

Токовая обратная связь применяется с отсечкой; ее назначе-
ние — ограничение тока двигателя при переходных процессах.

С помощью обратной связи по скорости получается высокая
степень жесткости механической характеристики двигателя, что
необходимо в связи с требованием иметь высокую точность упра-
вления. В целях убыстрения протекания переходных процессов,
в частности процесса пуска двигателя, необходимо форсировать
процесс возбуждения генератора. Без форсировки этого процесса
время пуска двигателя будет чрезмерно большим. Форсирование
процесса возбуждения генератора осуществляется путем подачи на
вход системы (в цепь возбуждения усилителя) повышенной намаг-
ничивающей силы (НС) в несколько раз большей номинальной НС.
В конце процесса возбуждения генератора эта повышенная НС
должна быть снижена до номинальной величины, что и осущест-
вляется в рассматриваемом случае с помощью отрицательной об-
ратной связи по скорости.
Гибкая обратная связь получается подключением обмотки ГОС
в мостик, одним плечом которого служит обмотка возбуждения ге-

Рис. 5-7. Упрощенная схема управления механизмом поворота кон-
вертора 250

нератора. Если при этом подобрать сопротивления плеч мостика
согласно соотношению

вг

Гз
г 2.'

(5-1)

то в установившемся режиме напряжение на обмотке ГОС будет
равно нулю.

В переходных процессах благодаря наличию э. д. с. индуктив-
ности обмотки возбуждения генератора на обмотку ГОС подается
по
напряжение, пропорциональное этой э. д. с., т. е.

I] =т ^г

17 ГОС— Ь Л

или, если /вг = а,

7 /	__'Г

и гос— •* г >

(5-2)

(5-3)

где Тг — постоянная времени обмотки возбуждения генератора.

При разгоне приводного двигателя в направлении «вперед»
замыкаются контйкты б, и в цепь обмоток У О и ФО подается напря-
жение 11зяя. По обмотке УО потечет ток, и между точками а и б
(рис. 5-7) образуется падение напряжения 11яб. Если 11яб будет
больше II то ток потечет и через обмотку ФО.

Намагничивающая сила обмотки УО

ЛИЛу = $-брУу>	(5-4)

а обмотки ФО

/фП = ^^ЕИФ-	(5-5)

7т-ф

Здесь 6\.р — напряжение сравнения, снимаемое с одной по-
ловины потенционометра ПСГ,

/у, /?у — ток и сопротивление цепи обмотки У О между
точками с и б;

юу — число витков обмотки У О',

/ф; ₽ф; юф — то же для обмотки ФО.

Результирующая НС

Л>ез = /уК'у - Л^Ф - ^гос =	“’у ~	®Ф - ^гос, (5-6)

откуда

Е —II —	4- II ^- — Е

Г₽ез аб\Ку /?Ф/+ србф

(5-7)

где Ртос — НС обмотки гибкой обратной связи, которая в переход-
ном процессе величина примерно постоянная.

Из уравнения (5-7) следует, что результирующая НС во время
процесса возбуждения генератора зависит от изменяющейся вели-
чины напряжения IIаб, от заданного значения напряжения срав-
нения Vср и от НС обмотки гибкой обратной связи 7?гос. В данном
случае действие токбвой обмотки не учитывается, так как предпо-
лагается, что ток двигателя меньше уставочного значения.

В процессе пуска напряжение IIаб уменьшается, так как встречно
действующее задающему сигналу напряжение тахогенератора уве-

личивается.

Если отношение	то ПРИ пуске, как это видно из (5-7),

Адг ф

результирующая НС Ерез будет уменьшаться; если же

И'у _

Ку Кф '

(5-8)
то Ррез будет иметь постоянное значение:

=	(5-9)

и если	то ^рсз будет увеличиваться.

Таким образом, выбором сопротивлений /?у и /?ф можно полу-
чить разный характер изменения за время процесса возбуждения
генератора.

Когда Уя5 снизится до значения [)ср, ток в цепи формирующей
обмотки станет равным нулю. С этого момента времени Ррез будет
непосредственно зависеть от напряжения 1/а6, в результате чего
она станет резко уменьшаться до номинальной величины.

В процессе торможения реверсивные контакты В и Н размы-
каются. При этом напряжение 17зад равно нулю, и в цепи обмоток
действует полное напряжение тахогенератора. К обмоткам прикла-
дывается напряжение отрицательной полярности. И в данном
случае в начале процесса соблюдается неравенство <7аб <7ср, где
— падение напряжения на верхней половине потенциометра
ПС1. Намагничивающие силы обмоток У О и ФО также направлены
встречно друг другу. Если при этом параметры цепей этих обмоток
выбраны согласно условию (5-8), то Грйз усилителя за время про-
цесса торможения будет величиной постоянной.

С развитием процесса Паб уменьшается. Когда Паб = 1/ср, об-
мотка ФО прекратит свое воздействие и НС усилителя начнет резко
снижаться. К концу процесса, при срабатывании реле 1РЭ, вклю-
чается контур самогашения, и э. д. с. генератора снижается почти
до нуля.

§ 5-4. Электропривод дуговых печей

Высококачественная сталь с низким содержанием серы, фосфора,
кислорода и других примесей, обладающая высокими механиче-
скими и химическими свойствами, выплавляется в настоящее время
в электрических печах. В электропечах легко осуществить быстрый
подъем, точное регулирование температуры металла и выполнить
технологические условия выплавки стали заданных свойств.

По способу преобразования электрической энергии в тепловую
электрические печи разделяются на печи сопротивления, .индук-
ционные и дуговые печи.

В печах сопротивлений тепло выделяется в нагревательных
элементах и передается нагреваемому телу лучеиспусканием и кон-
векцией; или же прямым нагревом, происходящим при прохождении
тока через нагреваемое тело. В индукционных печах металл нагре-
вается токами электромагнитной индукции. При этом переменный
ток первичной катушки (индуктора) создает вокруг катушки пере-
менное электромагнитное поле, которое в свою очередь вызывает
во вторичной цепи (в массе металла) вторичные токи, нагревающие
металл.

В дуговых печах электроэнергия превращается в тепловую в ре-
зультате горения дуги. При этом тепло нагреваемому металлу пере-
дается излучением. Наибольшее распространение в промышленности
для выплавки стали получили дуговые печи.

Процесс выплавки стали в электрических печах при твердой
завалке имеет три периода: 1) расплавления твердой шихты; 2) окис-
ления; 3) восстановления.

В первом периоде требуется большая мощность, во втором —
потребная мощность несколько уменьшается и в третьем — должна
быть подана пониженная мощность. В течение каждого периода
плавки потребляемая мощность должна поддерживаться неизмен-
ной. Мощность дуги зависит от длины дуги. Перемещением электро-
дов можно изменять длину дуги, а следовательно, регулировать ее
мощность. При управлении электродами вручную трудно добиться
получения оптимального режима работы электропечи, что приводит
к повышенному расходу электроэнергии и к увеличению продол-
жительности плавки. По этой причине электропечи снабжаются
автоматическими регуляторами, основное назначение которых сво-
дится к точному поддержанию оптимального режима работы печи.

В соответствии с условиями процесса выплавки стали в электро-
печах к регуляторам предъявляются следующие требования:

1.	Поддержание тока душ с точностью не ниже 4—5%.

2.	Увеличение скорости перемещения электродов с увеличением
отклонения тока от заданной величины.

3.	Минимальное время регулирования.

4.	Автоматическое зажигание дуги при включении печи.

5.	Плавное изменение уставки регулятора в пределах от 30
до 125% заданного тока.

6.	Высокая степень надежности и простота в эксплуатации.

На рис. 5-8 представлена схема регулятора дуговой печи для
одной фазы. Аналогичные регуляторы применяются и для двух
других фаз. Напряжение трансформатора ТТ через автотрансфор-
матор АТ подается на выпрямительный мостик ВТ. На сопротивле-
нии СР5, подключенном к выходу мостика ВТ вместе с первичной
обмоткой 1СТ1 стабилизирующего трансформатора, возникает па-
дение напряжения, пропорциональное току дуги. На сопротивлении
же СР6 возникает падение напряжения, пропорциональное напря-
жению дуги. Разность этих падений напряжений подается на об-
мотку управления ОУ электромашинного усилителя ЭМУ, питаю-
щего двигатель Д перемещения электродов. Вторая обмотка уси-
лителя ООС используется для получения жесткой отрицательной
обратной связи по напряжению,, которая имеет цель снизить влия-
ние остаточной э. д. с. ЭМУ, т. е. уменьшить зону нечувствитель-
ности регулятора. Коэффициент обратной связи при подъеме и
спуске берется разным, что достигается применением вентиля ВС,
шунтирующего часть сопротивления потенциометра при опускании
электрода. Обычно в типовых регуляторах цепь обратной связи
рассчитывают так, чтобы НС обмотки обратной связи при подъеме
доставляла 30%, а при опускании — 50% от НС управляющей
обмотки.

В схеме применяется стабилизирующий трансформатор типа
ГС-72-60, предназначаемый для получения удовлетворительного

характера процессов регулирования (без колебаний). Трансформа-
тор имеет две одинаковые первичные обмотки 1СТ1 и 1СТ1/, по кото-
рым протекают токи, пропорциональные соответственно току и на-
пряжению дуги, и две вторичные обмотки 2СТ1 М.2СТ11, включенные
в цепь управляющей обмотки ОУ. В номинальном режиме первич-
ные обмотки создают одинаковые по величине и встречно напра-
вленные друг другу НС. В этом случае э. д. с. вторичных обмоток
равна нулю. При изменении тока и напряжения дуги во вторичных
обмотках возникают э. д. с., действие которых направлено в сто-
роны снижения колебаний, т. е. в сторону улучшения характера
процесса регулирования.
Для ограничения напряжения на двигателе перемещения элект-
рода при значительных отклонениях режима работы от номиналь-
ного (короткое замыкание, обрыв дуги) служат вентили ВСН и
ВСТ.

Схема работает следующим образом. При номинальном режиме
ток обмотки управления УО равен нулю, при этом двигатель элект-
рода неподвижен. С отклонением режима дуги от заданного (изме-
нение тока, напряжения дуги) на обмотке УО появляется напряже-
ние, усилитель 32ЙУ возбуждается и на якорь двигателя подается
напряжение. Двигатель, поворачиваясь, перемещает электрод в сто-
рону уменьшения отклонения.

В настоящее время находят применение регуляторы, у которых
электромашинный усилитель заменен силовым магнитным усилите-
лем. Наряду с этим имеются и схемы с двумя каскадами усиления.
Например, полупроводниковый или магнитный усилитель и сило-
вой магнитный усилитель. В указанных случаях принцип регули-
рования сохраняется прежним.
Глава VI

АВТОМАТИЗАЦИЯ

СТАЛЕПЛАВИЛЬНОГО ПРОИЗВОДСТВА

Свыше 90% всей стали, производимой в СССР, выплавляется
в мартеновских печах. В связи с этим приобретают большое значе-
ние вопросы увеличения производительности и снижения расхода
топлива и дутья в этих печах.'

Следует отметить, что мартеновская печь, как объект автомати-
ческого регулирования, исследована еще недостаточно. Отсутствуют
аналитические зависимости, определяющие ход процесса плавки
стали; неизвестны пока логические связи между отдельными пара-
метрами процесса. Все это вызывает большие трудности при опре-
делении тех управляющих воздействий, которые необходимы для
автоматизации теплового и технологического процессов выплавки
стали.

В последнее время проводятся исследования по выявлению за-
кономерностей физических процессов плавки, которые должны быть
взяты за основу при разработке комплексной системы автоматиза-
ции мартеновской печи.

Наряду с этим необходимо создание и совершенствование раз-
личных приборов, замеряющих и контролирующих основные пара-
метры мартеновского процесса: температуру рабочего пространства,
пламени, продуктов горения, жидкого металла за время процесса
плавки, химический состав и расход жидкого топлива, состав газов.
Необходима разработка устройств, преобразующих параметры про-
цесса в сигналы, удобные для использования в системе автоматиче-
ского регулирования режима печи.

К настоящему времени разработаны системы автоматического
регулирования тепловым процессом мартеновской печи. Технологи-
ческий же процесс совершенно не автоматизирован и управление им
производится сталеваром.

Автоматизация теплового процесса состоит из: 1) автоматиче-
ского управления перекидкой клапанов (реверсирование пламени);
2) автоматического регулирования давления в рабочем простран-
стве; 3) автоматического регулирования горения.
Управление перекидки клапанов было рассмотрено выше. Авто-
матизация давления в рабочем пространстве и горения производится
средствами тепловой автоматики, и здесь подробно они не рассмат-
риваются. Отметим только, что регулирование давления, осущест-
вляемое путем воздействия на дымовой шибер, дает удовлетвори-
тельные результаты. Регулирование горения посредством регуля-
торов количества доменного газа, коксового газа и воздуха, свя-
занных между собой, обычно имеют ограниченную цель — поддер-
жать на заданно^ уровне расход топлива и соотношение количества
подаваемого топлива и воздуха. Так как тепловой режим печи
сильно отличен для различных периодов плавки, то каждый раз
с переходом от одного периода плавки к другому необходимо менять
уставки регуляторов.

В табл. 6-1 приведены примерные данные, характеризующие
тепловой режим мартеновской печи по периодам плавки.

Таблица 6-1

Основные параметры теплового режима по периодам плавки

Период плавки	Уставка реле вре- мени, ч—мин	'Расход таза, ж3/«		Тепловая нагрузка, млн. кдж/ч	Коэффи- циент избытка воздуха
		коксового	доменного		
Заправка печи 			3200	6000	82	1,3
Завалка шихты		1—00	6500	6000	141,7	1,3
Прогрев		- .	5500	6000	123,2	1,3
Заливка чугуна		0—15	3000	6000	78,1	2,0
Плавление		3—30	4200	6000	100',0	1,7
Доводка			3800	6000	92,9	1,6

Так как в отдельные периоды плавки требуется разный расход,
разная тепловая нагрузка, то целесообразно применить программное
регулирование, при котором бы обеспечивалось автоматическое из-
менение теплового режима с переходом от одного периода плавки
к другому, ориентируясь на оптимальный процесс плавки стали
в мартеновской печи.

§ 6-1. Программное регулирование теплового
режима мартеновской печи

Для автоматического изменения теплового режима мартенов-
ской печи разработаны системы программного регулирования.

Структурная схема программного регулирования теплового ре-
жима мартеновской печи завода «Запорожсталь» представлена на
рис. 6-1. Система работает так, что расход доменного газа в различ-
ные периоды плавки остается неизменным, регулирование же
теплового режима осуществляется за счет изменения количества
коксового газа.
В основу построения рассматриваемой системы программного
регулирования взято следующее:

1)	система включается в начале второго периода плавки — в на-
чале завалки шихты, период заправки программой не учиты-
вается;

Рис. 6-1. Структурная схема программного регулирования теп-
лового режима мартеновской печи по системе завода «Запорож-
сталь»:

/ — мартеновская печь; 2 — радиационный пирометр; 3, 4, 5 — термоэле-
менты; РВ1, РВ2, РВЗ, РВ4 — реле времени; КГ1, КГ2 — контактные галь-
ванометры; Д1 и Д2 — регулирующие органы (дроссели); ИМ1, ИМ 2 — ис-
полнительные механизмы; В КГ — регулятор расхода коксового газа;
РТВ — регулятор соотношения топливо—воздух; ДВ — задатчик коэффи-
циента избытка воздуха

2)	продолжительность периода завалки шихты задается с по-
мощью реле времени РВ1, при этом уставка реле берется равной
примерно 1 ч;

3)	время периода прогрева программой не учитывается;

4)	начало периода заливки чугуна устанавливается с помощью
термоэлементов 4 и 5, расположенных над завалочными окнами,
через которые производится заливка жидкого чугуна;

5)	продолжительность периода заливки чугуна (10—15 мин)
задается с помощью реле времени РВ2;

6)	продолжительность периода плавления (примерно 3,5 ч)
задается с помощью реле времени РВЗ;
7)	время периода доводки программой не устанавливается:
конец периода доводки, соответствующий'началу выпуска стали,
определяется с помощью термоэлемента 3, расположенного над
выпускным желобом.

Реле РВ1 контролирует расход коксового газа в период завалки.
В конце периода завалки реле РВ1 воздействует на датчик расхода
коксового газа КП, чем устанавливается тепловой режим в период
прогрева.

При заливке чугуна термоэлементы 4 и 5 через контактный галь-
ванометр КП подают импульс на реле РВ2, которое меняет в соот-
ветствии с периодом заливки чугуна расход коксового газа. В конце
периода заливки чугуна реле РВ2 подает начальный импульс на
реле РВЗ. При выпуске стали- термоэлемент 3 подает импульс
на гальванометр КГ2, который меняет тепловой режим для следую-
щей плавки и возвращает схему в исходное состояние.

В рассматриваемой системе предусматривается автоматическое
снижение тепловой нагрузки печи, если печь перегрета выше задан-
ного предела. Для контроля температуры печи используется ра-
диационный пирометр. С повышением температуры печи через реле
.времени РВ4 подается импульс на снижение расхода коксового
газа. При этом продолжительность действия узла ограничения тем-
пературы определяется уставкой реле РВ4.

§ 6-2. Применение вычислительных устройств
для автоматизации мартеновских печей

В современных мартеновских печах пользуются одновременно
несколькими видами топлива. Так, например, доменным, коксовым
газом, жидким топливом — мазутом. Для регулирования теплового
режима печи необходимо менять суммарное количество подаваемого
топлива и количество кислорода.

В данном случае необходимо учитывать, что используемое то-
пливо имеет различную калорийность. Поэтому для суммирования
топлива следует применяемые виды топлива привести к условному,
имеющему определенную калорийность. Должно быть также учтено,
что воздух и кислород, подаваемые в печь, имеют различное содер-
жание О2. Автоматическое определение расходов топлива и кисло-
рода производится с помощью суммирующих устройств.

На рис. 6-2 представлена структурная схема вычислительного
устройства для определения суммарного расхода топлива и кисло-
рода. В такой схеме используются приборы, замеряющие расход
доменного, коксового газов, мазута, воздуха и кислорода.

Соответствующие датчики РДР, РКГ, РМ, РВ и РК преобра-
зуют показания этих приборов в напряжения, которые подаются
на потенциометры 1, 2, 3, 4 и 5. Датчики расхода топлива РДГ,
РКГ, РМ преобразуют показания приборов с учетом калорийности
каждого вида топлива, вследствие чего сумма напряжений {11 г +
+ <72 + ^з) пропорциональна суммарному расходу условного то-
плива. Датчики расхода воздуха и кислорода РВ и РК преобразуют
показания приборов с учетом содержания О2 в воздухе и кислороде.
Поэтому сумма напряжений (<74 + 1Д) пропорциональна количе-
ству кислорода, подаваемого в печь. Коэффициенты пропорциональ-
ности топлива и кислорода выбираются так, чтобы равенство 1Д +
+ <72 + <73 = <74 + соответствовало оптимальному соотноше-
нию топлива и воздуха. При нарушении этого равенства вступает

Рис. 6-2. Структурная схема вычислительного устройства для
автоматического регулирования горения в мартеновской печи:

РДГ, РКГ, РМ, РВ, РК — расходомеры соответственно доменного и кок-
сового газов, мазута, воздуха и кислорода; РС — регулятор соотношения;
ИМ — исполнительный механизм; Д — регулирующий орган (дроссельный
клапан)

в действие регулятор расхода воздуха, с помощью которого изме-
няется положение заслонки регулирующего дросселя Д, чем обес-
печивается поддержание заданного оптимального соотношения то-
пливо — воздух.

Для повышения точности регулирования соотношения топливо—
воздух в схеме применяется автоматический газоанализатор, с по-
мощью которого определяется содержание кислорода в отходящих
газах. Если содержание кислорода не соответствует заданному, то
газоанализатор подает импульс на перемещение движка потенцио-
метра 4 в положение, при котором получается необходимое изме-
нение количества воздуха, подаваемого в печь.

Требуемый тепловой режим, соответствующий оптимальным
условиям процесса плавления, может быть получен путем приме-
нения счетно-решающих машин. В этом случае система регулиро-
вания технологического процесса должна выполнять:

а)	контроль и регулирование температуры металла и шлака
во времени по заданному режиму;

б)	контроль химического состава металла;

в)	контроль однородности шлака;

г)	корректирование теплового режима в соответствии с физи-
ческими процессами плавки;

д)	регулирование содержания кислорода в окислительный пе-
риод.
Примерная структурная схема комплексной автоматизации мар-
теновской печи с применением вычислительных устройств предста-
влена на рис. 6-3.

Рис. 6-3. Структурная схема комплексной автоматизации марте-
новского процесса с применением вычислительных устройств:

/ — блок регулирования теплового режима печи; 2 — блок определения оп-
тимального теплового режима; 3 — блок измерения технологических пара-
метров; 4 — блок измерения тепловых потерь; 5 — устройство для измерения
температуры металла; 6 — блок регулирования температуры металла; 7 —
устройство для определения состава металла и шлака; 8 — блок регулирова-
ния состава металла и шлака; 9 — устройство для расчета добавок легирую-
щих и шлакообразующих; 10 — устройство для дозировки и введения леги-
рующих и шлакообразующих; И — блок ограничения температуры стенок
и свода печи; 12 — устройство для измерения температуры внутренней по-
верхности кладки и свода печи

Тепловой режим печи в период плавления задается совместным
действием связанных между собой блоков: блока регулирования
теплового режима печи; блока определения оптимального теплового
режима; блока измерения технологических параметров, на которые
в свою очередь действуют и другие блоки и устройства.

§ 6-3. Применение вычислительных устройств
для автоматизации дуговых печей

При оптимальном процессе плавки стали в дуговой печи коли-
чество электрической энергии, выделяемое в каждый период плавки,
должно быть вполне определенным и независимым от различного
рода внешних возмущений, от напряжения питающей сети и т. д.

Указанное условие аналитически может быть выражено в сле-
дующем виде:

△^ = $(р-рзад)Л = 0,	(6-1)

о

где Дьу — отклонение энергии от нормы;

р; Рзад — действительное и заданное значения полезной мощности.
В данном случае необходимо применение системы автоматиче-
ского регулирования мощности каждой фазы сети, питающей дуго-
вую печь.

На рис. 6-4 представлена принципиальная схема электромашин-
ного регулятора дуговой печи с вычислительным устройством.
В схеме применен преобразователь — блок умножения П, на вход
которого подается тор и напряжение одной фазы. На выходе блока
умножения получается сигнал, пропорциональный произведению
входных величин, т. е. пропорциональный полезной мощности. Вы-
ходная величина блока умножения Е сравнивается с заданной Езад,

Рис. 6-4. Принципиальная схема электромашинного регулято-
ра дуговой печи с вычисленным устройством

и разность напряжений ЛЕ = Е — Езаа подается на вход интегри-
рующего устройства, состоящего из усилителя У и серводвигателя
СД. Серводвигатель СД связан с регулирующим устройством авто-
трансформатора АТ. Выпрямленное выходное напряжение авто-
трансформатора подается в цепь обмотки управления электрома-
шинного усилителя ЭМУ. Если в период плавления металла по-
требляемая мощность изменится в сравнении с заданной, то на входе
усилителя У появится разность ЛЕ, в результате чего серводвига-
тель СД начнет поворачивать ось ползунка автотрансформатора АТ,
на обмотке ОУ появится напряжение, ЭМУ возбудится и двигатель
Д станет перемещать электрод. При этом полезная мощность станет
изменяться в сторону уменьшения рассогласования между текущей
и заданной величинами мощности. С помощью подобных вычисли-
тельных устройств можно получить заданные среднеквадратичные
значения токов в любом из периодов плавки.
Раздел третий

ЭЛЕКТРОПРИВОД
И АВТОМАТИЗАЦИЯ
ПРОКАТНОГО
ПРОИЗВОДСТВА

Глава VII

ПЛАСТИЧЕСКАЯ ДЕФОРМАЦИЯ МЕТАЛЛА.
ТЕОРИЯ ПРОКАТКИ. КОНСТРУКЦИИ СТАНОВ

§ 7-1. Обработка металла давлением.
Пластические свойства металлов

Обработка металла давлением

Под обработкой металла давлением следует понимать изменение
- формы и размеров металла в результате воздействия на него внеш-
них сил. Обработка металла давлением производится: прокаткой,
волочением, прессованием, ковкой и штамповкой.

Из всех видов обработки металла давлением наибольшее распро-
странение имеет прокатка. Около 75% всего выплавленного металла

обрабатывается прокаткой.

Прокаткой назы-
вается процесс деформации
металла между двумя вра-
щающимися валками. При
этом различают продоль-
ную, косую и поперечную
прокатки (рис. 7-1). При
продольной прокатке ме-
талл деформируется между
двумя валками, вращаю-

щимися навстречу друг дру-	Рис. 7-1. Схемы прокатки:

Гу (рИС. 7-1,с). ПрИ КОСОЙ а — продольная; б — косая; в — поперечная
и поперечной прокатке

(рис. 7-1, б и 7-1, в) валки вращаются в одном направлении и металл
приобретает поступательно-вращательное движение. Косая прокатка
применяется для получения из сплошного металла полой тру-
бы, а поперечная — для изготовления тел вращения. Наибольшее
распространение имеет продольная прокатка (около 90% всего
проката).
При волочении обрабатываемый металл в холодном со-
стоянии протягивается через отверстие — волоку, которое меньше
поперечного размера металла. В результате сечение металла на
выходе из волоки уменьшается, Волочением производятся прутко-
вый материал, тонкие трубы, проволока. При прессовании требуе-
мая форма получается путем выдавливания металла через спе-
циальное отверстие.

При ковке и штамповке обработка металла произ-
водится с помощью молота и штампа.

Пластические свойства металлов

Изменение формы и размеров тела под влиянием внешних воз-
действий называется деформацией. Различают два вида деформации:
пластическую деформацию, при которой после снятия сил
воздействия тело приобретает новые размеры и форму, и упру-
гую, при которой после снятия сил воздействия тело сохраняет
свои прежние размеры и форму.

Назначением прокатки является изменение размеров и формы
металла. Поэтому важно, чтобы металл, подлежащий обработке,
обладал способностью пластической деформации. Важно, чтобы со-
противление металла деформации было невысоким и в то же время
металл обладал большой прочностью, не разрушался бы при де-
формации. Это требование является основным при рассмотрении
пластических свойств металла, подлежащего обработке давлением.
Пластические свойства металлов в первую очередь зависят от их
состава, температуры и термической обработки.

С увеличением температуры уменьшается сопротивление дефор-
мации, следовательно, уменьшаются усилия и расход энергии при
прокатке. Так, при температуре 1150—1200° С сопротивление де-
формации стали примерно в 10 раз меньше, чем в холодном состоя-
нии. Поэтому обычно ведут прокатку предварительно нагретого
металла.

Иногда по условиям технологии необходима прокатка металла
в холодном состоянии. Это относится к прокатке тонкого листа
(толщиной меньше 1 мм). Такой тонкий лист не может быть получен
при горячей прокатке из-за образования на поверхности металла
окалины, толщина которой соизмерима с малой толщиной листа.
Практика показывает, что в процессе прокатки в холодном состоя-
нии металл становится жестким и его сопротивление деформации
увеличивается. Одновременно он становится хрупким, т. е. металл
в процессе холодной прокатки теряет пластические свойства. Уве-
личение сопротивляемости металла в процессе деформации назы-
вается упрочнением, или наклепом.

Наклеп — состояние неустойчивое, его можно снять, если
металл нагреть до такой температуры, при которой возникает
126
процесс рекристаллизации, представляющий собой переход от не-
устойчивого состояния к устойчивому. Процесс рекристаллизации
совершается не мгновенно, а со скоростью, зависящей от темпе-
ратуры металла. Чем выше температура, тем быстрее протекает
процесс рекристаллизации.

Прокатка при таких высоких температурах, когда процесс
наклепа отсутствует или протекает медленнее, чем процесс рекри-
сталлизации, называется горячей прокаткой. Если же прокатка
металла происходит при такой температуре, когда процесс рекри-
сталлизации успевает закончиться, то такая прокатка называется
холодной. Полная рекристаллизация стали происходит при тем-
пературе 600—650° С. Считают, что прокатка стали при темпера-
туре ниже 400—450° С соответствует холодной прокатке, а при тем-
пературе выше 600—650° С — горячей прокатке.

§ 7-2. Теория прокатки

Основные понятия и определения

Металл, подлежащий прокатке, подается к двум валкам, вращаю
щимся встречно друг другу. При подходе к валкам металл захваты
вается и обжимается ими, в результате чего уменьшается сечение

главным образом за счет уве-
личения длины металла, так
как ширина при прокатке
увеличивается незначительно.

На рис. 7-2 представлена
пространственная схема про-
катки. При рассмотрении про-
цесса прокатки будем исхо-
дить из условия так называе-
мой простой прокатки, когда
оба валка приводные, имеют

Рис. 7-2. Пространственная схема про-
катки

одинаковые диаметры и ок-

ружные скорости и на металл действуют только силы, приложен-
ные к валкам. Принимаем также, что металл по механическим свой-
ствам является однородным.

Введем следующие понятия и обозначения:

Высота металла до и после прокатки...	Н; й

Ширина металла	»	»	»	»	...	Вг;	В2

Длина металла	»	»	»	»	...	1^;	А2

Сечение слитка	»	»	»	»	. . .	Р1 =	НВр Р2 = ИВ2

Абсолютное обжатие........................ Дй	= Н — й

Абсолютная вытяжка........................ ДА	= А2 — 7-1

Уширение.................................. ДВ	= В2 — В±
Относительное обжатие..................

Относительная вытяжка..................

ДЛ Н — Н
н ~ И

ДЬ Дд •— 2-1

Однократный проход металла через вращающиеся валки назы-
вается пропуском. Обычно прокатка металла осуществляется в не-
сколько пропусков, так как прокатка в один пропуск недостаточна,
чтобы получить требуемое конечное сечение металла.

Отношение длины металла после прокатки к длине до прокатки
X = у? называется коэффициентом вытяжки.

Различают частичный коэффициент вытяжки

=	(7-1)

и полный коэффициент вытяжки

=	(7-2)

где 1„+1 — длина слитка после и-го пропуска;

— длина слитка до и-го пропуска;

— первоначальная длина слитка.

Полный коэффициент вытяжки равен произведению частичных
коэффициентов

... ^д.	(7-3)

Считают, что объем металла при прокатке остается неизменным,
т. е.

УХ = У2.	(7-4)

Так как при прямоугольном сечении = Р^, а У2 = Р2Р2, то

к = ё =	(7-5)

Если же взять тот случай, когда возможно пренебречь ушире-
нием, то

= »	(7-6)

Дуга окружности рабочего валка, по которой он соприкасается
с прокатываемым металлом, называется дугой захвата, а централь-
ный угол а, опирающийся на эту дугу, — углом захвата. Простран-
ство между валками (заштриховано на рис. 7-2), ограниченное ду-
гами захвата, боковыми сторонами металла и плоскостями входа
и выхода металла, называется зоной деформации.
Условие захвата металла валками

Процесс прокатки начинается с захвата металла валками. Не
при всех условиях возможен захват металла. Дело в том, что в про-
цессе захвата, кроме втягивающей, возникает еще и отталкивающая
сила. Если она больше втягивающей, то захват металла валками
не происходит.

В момент захвата валки действуют на металл с силой Р, под
действием которой возникает сила трения Т (рис. 7-3). В этом слу-
чае горизонтальная составляющая силы трения 7Х = Тсоза будет
втягивать металл, а горизонтальная составляющая Рх = Р зта —
отталкивать.

Рис. 7-3. Усилия при захвате металла валками

Для осуществления захвата металла необходимо, чтобы втяги
вающая сила была больше отталкивающей, т. е. чтобы

Т соза

вша.

Учитывая, что Т = [Р, где коэффициент трения, получим

/>^а-

(7-7)

Следовательно, захват металла валками произойдет в том слу-
чае, если коэффициент трения больше тангенса угла захвата.

Из геометрических соотношений (рис. 7-3) следует, что

ВС = ОС — 0В-, ОВ = АО соз а;

б В. П. Бычков

129
ОС = ОЛ=у; ВС = ^=^ = ^,

где О — диаметр валков. Следовательно,

Дй = О (1 —сока).

(7-8)

Уравнение (7-8) связывает между собой величину обжатия, диа-
метр валков и угол захвата.

При горячей прокатке коэффициент трения может быть определен
по формуле

| = «(1,05 — 0,0005/),	(7-9)

где / — температура металла, °С;

п = 1 — при горячей прокатке на стальных валках;

п = 0,8 — при горячей прокатке на чугунных закаленных вал-
ках.

По данным опыта, при горячей прокатке коэффициент трения
колеблется в пределах / = 0,25 -г- 0,6. Если взять угол трения
I — 0,5, то соответствующий ему угол захвата, согласно (7-7),
а = агс1§/ = агс!§ 0,5 «а 25°.

Воспользовавшись уравнением (7-8), получим для рассматривае-
мого случая соотношение между диаметром валков и обжатием:

ДЛ = О(1 — со8 25°)^0,Ю.

Таким образом, по условиям захвата металла валками допусти-
мая величина обжатия в станах горячей прокатки (при гладких
валках) равна примерно 0,1 диаметра рабочих валков.

Уширение

При прокатке металла происходит увеличение ширины его, т. е.
уширение, которое влечет за собой снижение вытяжки. Так как
основная цель прокатки — получить наибольшую длину прокатан-
ного металла, то уширение нежелательно. Уширение растет с уве-
личением обжатия, диаметра валков и коэффициента трения.

Для определения величины уширения предложена упрощенная
формула

В2 — В1 = а{Н —к),	(7-10)

где а — коэффициент, учитывающий влияние температуры на уши-
рение. Коэффициент а берется равным 0,25 при температу-
рах, больших 1000° С, и 0,35 — при температурах, мень-
ших 1000° С.
Опережение

Практика показывает, что обычно металл при прокатке выходит
из валков со скоростью оЛ, большей окружной скорости рабочих
валков V. Такое явление называется

опережением.

Величина опережения
ризуется соотношением

$ _Ук—У
V ’

где оЛ—скорость выхода
из валков;

V—окружная скорость валков. Рис. 7-4. Опытное определение
Величина опережения легко величины опережения при прокатке
определяется опытным путем. Для
этой цели на окружности валка наносят керном метки (рис. 7-4).
После прокатки таким валком на металле остаются отпечатки. При
этом опережение

е__^-Л

д т—

(7-12)

где Тл — расстояние между отпечатками на металле;

Ь — расстояние между метками на окружности валков.

Обычно величина опережения лежит в пределах 3—5%; при про-
катке тонких листов величина опережения достигает 10—15%.

Опыт указывает также, что скорость входа металла в валки
меньше окружной скорости рабочих валков о. Таким образом,

^<Л<Лл-

(7-13)

Следовательно, есть такое сечение металла в зоне деформации,
в котором средняя скорость металла равна окружной скорости вал-
ков. Такое сечение называется критическим, или нейтральным.
Центральный угол, соответствующий этому сечению, называется
критическим углом, или нейтральным.

Критическое сечение делит зону деформации на область отста-
вания и область опережения.

Критический угол, определяется по формуле Павлова:

(7-14)

где , а — угол захвата;

₽ = агс!§ [ — угол трения.

Опережение по известному критическому углу
е _ /Л’2

2/7 ’

(7-15)

где Я —диаметр валков, мм;

Н — высота металла до прокатки, мм.

Давление металла на валки

Чтобы прокатать металл, необходимо к нему через валки при-
ложить внешнюю силу, преодолевающую внутреннее сопротивление
деформации.

При этом полное давление металла на один валок

Р Рср<2 н-

(7-16)

где /<р — среднее удельное давление металла на валки, н/мм2;

Ц — поверхность соприкосновения металла с одним валком,
ли/2.

Величина среднего удельного давления, т. е. давления, прихо-
дящегося па 1 лиг поверхности соприкосновения металла с вал-
ками, зависит от химического состава металла, от температуры, ве-
личины обжатия, толщины полосы, скорости прокатки, коэффициента
'/рения и других факторов.

Для подсчета среднего удельного давления наиболее широко
применяется формула Л. И. Целикова:

Рср =

_2Л_ _ /Лк\ Г,'ЛК\*
АЛ (6— 1) Ш[\Л/

н!мм“,	(7-17)

где к = 1,15 к, н!мм2; 6 -----

кг — предел текучести металла, н/мм2;

I — коэффициент трения;

Л/г = Я — /г — обжатие, мм;

кК — высота прокатываемого металла в критическом се-
чении, мм;

О — диаметр рабочего валка, мм.

Соотношение р входящее в формулу (7-17), находится из ра-
венства

Лк
/г

64 1

(7-18)

В уравнении (7-16) ф представляет собой не действительную
поверхность соприкосновения металла с валком, а ее проекцию на
плоскость, нормальную равнодействующей давления. При расчетах
132
приближенно принимают, что равнодействующая давления проходит
через середину хорды дуги захвата. В этом случае

<2 = В1 мм,	(7-19)

где В -----	11 ~ — средняя ширина металла, мм;

I — хорда дуги захвата, мм.

Так как при этом / --- О ян ”, то с учетом равенства (7-8)
получим

I = мм,	(7-20)

тогда

Р---= р^вУвМг н.	(7-21)

Уравнение (7-21) показывает, что при одном и том же обжатии
полное давление металла на валки растет с увеличенном диаметра
валков. Это указывает на необходимость применения валков с ми-
нимально возможным по условиям захвата диаметром.

Моменты при прокатке

Момент, необходимый для привода рабочих валков прокатного
стана:

М = Л1пр + Л1гр + -н Л4Д|11„	(7-22)

где М,— момент прокатки, требуемый для преодоления сил де-
формации прокатываемого металла и сил трения между
металлом и валками;

М1р — момент добавочных сил трения в подшипниках рабочих
валков и в передаточных механизмах при прокатке мс-
талла

Л4УХ — момент холостого хода;

МДШ1 — динамический момент, требующийся для преодоления
сил инерций.

Полный момент статического сопротивления представляет собой
сумму первых трех составляющих, из которых лишь составляющая
Л'1„р соответствует полезной нагрузке.

Динамический момент появляется лишь в реверсивных и регу-
лируемых станах, работающих с изменяющейся скоростью. Его
величина определяется по известной формуле

Мл„и = НМ,	(7-23)

пли

л л

Л д"" : = 9ф5 сП НМ’
Здесь а» =	— угловая скорость, рад/сек,

где .! — момент инерции стана и двигателя.

Определение момента прокатки по давлению на валки. Можно
считать, что при простой прокатке из условия симметрии металл
Сформируется одинаково каждым валком. В связи с этим для обоих
валков равны углы захвата (ах — а2), расстояния точек приложения
равнодействующих сил давления (^ = а2 — а) равны и встречно
направлены равнодействующие (Р± = Р2) (рис. 7-5).

Рис. 7-5. К определению момента прокатки

В связи с указанным момент, необходимый для вращения одного
валка при простой прокатке:

Л4пр = Ра,	(7-24)

тли

Мпр = РЧ1,	(7-25)

-де УИ == у — отношение плеча а равнодействующей сил давления
к длине хорды I.

Учитывая (7-20) и (7-21), после соответствующих преобразова-
тий в (7-25), получим

Мпр = 2рсрВгГ/?ДЛ нм,	(7-26)

-де 2 — соответствует двум валкам;

рср — удельное давление, и!мм2-,

В — ширина металла, мм",

Р — радиус валка, м;

ЛЛ — обжатие, мм.

При горячей прокатке Т = 0,5; при холодной — Т = 0,35 -5-
т- 0,45.
Момент добавочных сил трения

Л4тр =	+ (1 _ 1) Я,р + ^1	(7-27)

Здесь Рй^ — момент от сил трения в подшипниках валков; вто-
рой член уравнения — момент сил трения в переда-
точном устройстве стана;

Р — давление металла на валки, н/мм2',

(1 — диаметр шейки валков, м;

т| — к. п. д. передаточного устройства;

I — передаточное число;

Л1пр — момент прокатки;

— коэффициент трения в подшипниках валков.

Момент холостого хода при расчетах берется равным 3—5% от
номинального момента прокатного двигателя.

Определение момента прокатки по удельному расходу энергии.
Приведенные выше аналитические формулы по определению рас-
хода энергии при прокатке не учитывают, что коэффициенты, вхо-
дящие в эти формулы, меняются в широких пределах в зависимости
от условий прокатки. Поэтому точность расчета по аналитическим
формулам невысока. Особенно это относится к случаю прокатки
сложных профилей. В связи с этим на практике чаще всего при
определении мощности двигателя пользуются опытными кривыми
удельного расхода энергии. Эти кривые представляют собой зави-
симость расхода энергии при прокатке одной тонны металла от
общей вытяжки. При этом по оси ординат откладывается энергия
учитывающая работу на деформацию металла, работу на
преодоление сил трения металла о валки и работу на преодоление
добавочных сил трения в шейках валков (энергия потерь на враще-
ние стана вхолостую не учитывается) одной тонны металла.

Расчет по кривым удельного расхода энергии может дать хоро-
шие результаты, если заданные условия прокатки сходны с усло-
виями, при которых строилась используемая кривая. Имеются аль-
бомы такого рода кривых, снятых экспериментально, для различных
случаев прокатки. При выборе кривой удельного расхода энергии
следует стремиться к тому, чтобы начальные сечения расчетной за-
готовки и заготовки, при прокатке которой построена опытная кри-
вая, были равны. Если сечение расчетной заготовки меньше опытной,
то необходимо ввести условный пропуск, в котором была бы произ-
ведена условная начальная вытяжка металла. При этом условная
вытяжка должна равняться отношению площади сечения опытной
заготовки Ёоп к площади сечения расчетной Ерасч, т. е.

К =	(7-28)

г расч

Удельный расход энергии №0, соответствующий условной вы-
тяжке Хо, не учитывается в последующих расчетах, т. е. отсчет
удельного расхода энергии при этом следует вести не от начала
координат, а от точки кривой, соответствующей условной вытяжке.

Момент прокатки

мпр + мтр = 4гнм-	(7-29)

Если при определении расхода энергии используются кривые
удельного расхода, то

.	3600-75-9,81, АТ17	/-7

А =-----6,736 АЖ/”М НМ-	(7'30)

Учитывая, что масса- прокатываемой заготовки та = умУ —
= уиГЬ, получим

д = 3600-75-9,81ум	(7-31)

и, /оо

где ум = 7,8 т/м3 — удельная масса металла.

Из (7-29) и (7-31) следует, что

Мпр + Мтр = 1,4 • 1О7 ДИТЯ нм.	(7-32)

Мощность прокатки в данном пропуске

А	3600Д1Г

/V = — = —-------ты кет.	(7-33)

В приведенных расчетных уравнениях:

А — расход энергии, нм;

О —диаметр валков, м;

Ь — длина, м;

Г — сечение, м2;

т№ — масса заготовки, т.

§ 7-3. Оборудование прокатных станов

На прокатных станах, кроме основной операции — пластиче-
ской деформации металла, выполняется еще ряд вспомогательных,
к которым относятся: подача металла к валкам стана, уборка ме-
талла после прокатки, кантовка, резка, правка, сматывание в ру-
лоны и т. д.

Основная операция, как уже указывалось ранее, производится
с помощью вращающихся валков, расположенных в рабочей клети,
которая состоит из двух вертикальных станин, имеющих форму рам.
В окнах рам размещены подушки с подшипниками рабочих валков.
Верхний рабочий валок с помощью нажимного устройства переме-
щается в вертикальной плоскости, а ось нижнего находится всегда

в неизменном положении.

У прокатных станов передаточные механизмы (рис. 7-6) состоят
из шестеренной клетки, редуктора, рабочих шпинделей, соедини-
тельных муфт.

Шестеренная клеть имеет назначение передать от
одного двигателя вращение двум или трем валкам. Она предста-
вляет собой зубчатую передачу, состоящую из двух или трех ше-
стерен одинакового диаметра, расположенных в закрытой коробке.
В тех случаях, когда каждый валок приводится во вращение от-

дельным двигателем, отсутствует
необходимость в применении ше-
стеренной клетки.

Редуктор предназначает-
ся для того, чтобы при неболь-
ших скоростях прокатки полу-
чить возможность применить
двигатели с относительно боль-
шой номинальной скоростью и
тем самым снизить габариты и
стоимость двигателей. В некото-
рых случаях, когда скорость про-
катки велика и она не обеспечи-

Рис. 7-6. Кинематическая схема при-
вода прокатного стана:

1 — шестеренная клеть; 2 — редуктор;

3 — шпиндель; 4 — соединительная муфта;

5 —маховик

вается допустимой максимальной скоростью вращения двигателя,
применяют повышающие редукторы. В реверсивных станах, рабо-
тающих с большой частотой включения, редукторы обычно не ис-
пользуются, что связано с необходимостью получения требуемого
качества переходных процессов и снижения потерь в передаточных
устройствах.

Шпиндели служат для передачи вращения валкам от ше-
стеренной клети. Особенность их работы заключается в том, что
с изменением положения верхнего валка изменяется и расстояние
между этим валком и шестеренной клетью. Каждый такой шпиндель
имеет на своих концах по шарниру, из которых один соединяется
с концом валка, а другой — с шестеренной клетью.

Муфты применяются для соединения двигателя и шестерен-
ной клети с редуктором.

Маховик применяется часто в электроприводах непрерыв-
ных станов, работающих с постоянной скоростью.

В современных прокатных станах для привода рабочих валков
применяют электрические двигатели. В прошлом столетии для при-
вода прокатных станов использовались паровые машины, гидравли-
ческие турбины, двигатели внутреннего сгорания. Однако они по-
степенно вытеснялись электрическими двигателями, как более со-
вершенными, экономичными и удобными в эксплуатации.
В зависимости от режима работы и типа стана используют элек-
трические двигатели переменного или постоянного тока. В тех
случаях, когда частота включения невысокая и не требуется регу-
лирования скорости прокатки, применяют, как правило, двигатели
переменного тока. При большой частоте включения, а также когда
необходимо регулирование скорости прокатки, обычно устанавли-
вают двигатели постоянного тока.

§ 7-4. Классификация прокатных станов

Прокатные станы можно классифицировать по следующим при-
знакам: назначению; числу и расположению рабочих валков; числу
и расположению рабочих клетей; режиму работы.

Классификация станов по назначению приведена
в табл. 7-1.

Таблица 7-1

Классификация прокатных станов по назначению

Наименование стана	Размер вал- ков, мм	Назначение стана
Обжимные станы:		
а) блюминги	Диаметр	Обжатие слитков в квадратную за-
	800—1300	готовку, в блюмы
б) слябинги	Диаметр	Обжатие слитков в плоскую заго-
	1100—1150	товку, в слябы
Заготовочные станы	Диаметр 450—750	Дополнительное обжатие блюмов
Рельсобалочные станы	Диаметр	Прокатка рельсов и крупных балок
	750—900	высотой от 240 до 600 мм
Крупносортные станы	Диаметр	Прокатка стали квадратной и круг-
	500—750	лой до 150 мм, балок высотой до 240 мм и др.
Среднесортные станы	Диаметр	Прокатка стали квадратной и круг-
	350—500	лой до 80 мм, балок высотой до 120 мм, стали угловой до 120 мм, стали угловой до 100 X 100 мм
Мелкосортные станы	Диаметр	Прокатка стали квадратной и круг-
	250—350	лой до 38 мм, стали угловой до 50 х 50 мм и др.
Проволочные станы	Диаметр 250—350	Прокатка проволоки от 5 до 9 мм
Толсто- и среднелистовые	Длина	Прокатка толстых листов толщиной
станы	2000—5000	более 4 мм
Тонколистовые станы	Длина	Горячая прокатка тонких листов тол-
	до 2500	щиной от 1,0 до 4 мм
Станы холодной про-	Длина	Холодная прокатка тонких листов и
катки	до 2800	лент от 0,008 до 4 мм
Трубопрокатные станы		Прокатка труб
Бондаже-колесные станы		Прокатка бондажей и железнодорож- ных колес
По количеству рабочих валков клети прокат-
ных станов разделяются на двухвалковые (дуо), трехвалковые
(трио), четырехвалковые (кварто), многовалковые, апо распо-
ложению валков на клети с горизонтальными, вертикаль-
ными, с горизонтальными и вертикальными (универсальные клети),
с косыми валками.

Рис. 7-7. Классификация прокатных станов по числу и располо-
жению рабочих валков:

а — двухвалковые (дуо); б — трехвалковые (трио); в — четырехвалковые
(кварто); г — шестнвалковые; д — двенадцативалковые; е — двадцативал-
ковые

Двухвалковые клети с горизонтальными валками (рис. 7-7, а)
наиболее распространены. Они применяются в качестве реверсив-
ных обжимных и толстолистовых станов, в заготовочных и сортовых
станах.

Трехвалковые клети (рис. 7-7, б) имеют три вертикально распо-
ложенных валка. Прокатка в таких клетях производится в обоих
направлениях без реверсирования. Они находят применение в ста-
нах для прокатки средних и толстых листов, в рельсобалочных,
обжимных станах небольшой производительности.

Четырехвалковые клети (рис. Т-1, в) имеют четыре валка, рас-
положенные в одной вертикальной плоскости. Прокатка металла
происходит только между внутренними, рабочими валками. Два
остальных валка — внешних — служат только опорой для рабо-
чих, называются опорными и предназначены для снижения
упругой деформации рабочих валков. Четырехвалковые клети при-
меняются в листовых станах горячей и холодной прокатки.
Многовалковые клети с шестью, двенадцатью и двадцатью вал-
ками (рис. 7-7, г, 7-7, д, 7-7, е) имеют по два рабочих валка. Осталь-
ные валки опорные. Многовалковые клети применяются у тонко-
листовых реверсивных станов холодной прокатки, прокатывающих
очень тонкую полосу. Точная прокатка тонкого листа возможна лишь
при относительно малых диаметрах рабочих валков и требует макси-
мального снижения деформации рабочих валков. Поэтому в данном
случае уделяют особое внимание снижению этой деформации, при-
меняя опорные валки не только в вертикальной, но и в боковых
плоскостях.

Клети с вертикальными валками применяются для бокового
обжатия металла, когда нежелательна кантовка.

По числу и расположению рабочих к л е-
т е й. Число и расположение клетей прокатного стана в зависи-
мости от назначения его может быть самым различным.

По этому признаку станы разделяются на: 1) одноклетьевые;
2) многоклетьевые линейные; 3) последовательные; 4) непрерывные;
5) полунепрерывные; 6) зигзагообразные; 7) шахматные.

Одноклетьевые станы (рис. 7-8, а) имеют большое
распространение и применяются как: а) реверсивные обжимные
станы; б) реверсивные станы для прокатки труб, толстых листов;
в) реверсивные станы для холодной прокатки тонких листов и т. д.

Для получения сложного профиля проката валки имеют калибры,
ручьи, с помощью которых достигается требуемая форма сечения
металла. Часто бывает, что на валках одной клети не удается рас-
положить все калибры, тогда возникает необходимость использо-
вания в стане нескольких клетей. Несколько клетей применяют и
в том случае, когда требуется высокая производительность стана.

Наиболее дешевым многоклетьевым станом является линей-
ный стан, у которого все клети расположены в одну линию, с од-
ним двигателем и одной общей шестеренной клетью (рис. 7-8, б).
Число клетей таких станов обычно бывает от двух до пяти. Линей-
ные станы применяются для прокатки главным образом сортового
металла. К недостаткам линейных станов относятся: а) поперечное
перемещение металла при передаче его из одной клети в другую;
б) скорость валков всех клетей одинакова, поэтому прокатка с уве-
личивающейся скоростью по мере удлинения металла невозможна.

Последовател ьные станы состоят из нескольких кле-
тей, расположенных последовательно, одна задругой. На рис. 7-8,в
представлена схема двухклетьевого последовательного стана. В та-
ком стане вначале в несколько пропусков происходит прокатка
в первой клети, а затем — во второй. Последовательное располо-
жение рабочих клетей нередко встречается в обжимных, толсто-
листовых станах.

Непрерывные станы имеют ряд рабочих клетей, распо-
ложенных последовательно (рис. 7-8, г). Расстояние между клетями
меньше длины прокатываемого металла, поэтому прокатка проис-
Рис. 7-8. Классификация прокатных станов по числу и расположению
рабочих клетей:

а — одноклетьевые; б — линейные; в — последовательные; г — непрерывные;
д, е — полунепрерывные; ж — зигзагообразное расположение клетей; з — шах-
матное расположение клетей
ходит при одновременном нахождении металла во всех клетях.
В этом случае валки рабочих клетей связываются между собой через
металл, из-за чего соотношения скоростей валков клетей должны
быть определенными. Иначе прокатываемый металл между клетями
разорвется или образуется большая петля. Непрерывные станы
наиболее совершенны и высокопроизводительны. Непрерывное рас-
положение клетей применяют в заготовочных станах, тонколисто-
вых станах горячей и холодной прокатки, сортовых, проволочных,
трубных станах и др.	•	«

Нередко в прокатных станах по условиям технологии, наряду
с непрерывной группой, применяются группы клетей с однолиней-
ным (рис. 7-8, д) или последовательным расположением или ревер-
сивные клети (рис. 7—8, е). Так, например, в некоторых сортовых
станах предварительное обжатие, не требующее высокой точности
прокатки, производится в непрерывной группе, а окончательное
установление конечных размеров — в группе клетей с однолиней-
ным их расположением, где клети между собой не связаны через
металл, хотя он и находится одновременно во всех клетях. В этом
случае более удобна регулировка и настройка стана. В листовых и
крупносортных станах часто для предварительного обжатия при-
меняют реверсивную клеть. Так как в обоих указанных случаях
частично нарушается принцип непрерывности прокатки, то подоб-
ные станы называют полунепрерывными.

При прокатке среднесортной стали часто находят применение
станы с последовательным расположением клетей, при котором рас-
стояние между клетями больше длины металла. В этом случае упро-
щается настройка и расширяется сортамент стана. Для того чтобы
такой стан не был чрезмерно длинным, клети располагаются в не-
сколько рядов. Обычно применяют зигзагообразное (рис. 7-8, ж) и
шахматное (рис. 7-8, з) расположение.

По режимам работы прокатные станы разделяются
на: а) реверсивные регулируемые; б) нереверсивные нерегулируе-
мые; в) нереверсивные регулируемые.

Размеры прокатного стана определяются размерами прокаты-
ваемых профилей. Чем больше размеры прокатываемого металла,
тем больше должен быть диаметр рабочего валка. Поэтому основной
величиной, характеризующей размер прокатного стана, является
диаметр рабочего валка. Размер листового прокатного стана ха-
рактеризуется длиной рабочего валка, которой определяется воз-
можная ширина прокатываемого листа. Размер трубопрокатного
стана характеризуется наружным диаметром прокатываемых труб.
Глава VIII

ЭЛЕКТРОПРИВОД И АВТОМАТИЗАЦИЯ
РЕВЕРСИВНЫХ СТАНОВ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ

§ 8-1. Характеристика реверсивных станов
горячей прокатки. Технологический процесс.

Требования к электроприводу

Характеристика реверсивных станов

К реверсивным станам горячей-прокатки относятся все станы
горячей прокатки, требующие реверсирования валков, необходи-
мого для осуществления прокатки металла в несколько пропусков
(сюда не включаются реверсивные станы горячей прокатки по-
лосы — станы Стеккеля, которые по характеру работы ближе стоят
к реверсивным станам холодной прокатки). Частота включений
у таких станов обычно большая. Она часто превышает 1000 вклю-
чений в час.

Реверсивными станами являются обжимные (двухвалковые)
станы, толстолистовые, броневые, некоторые заготовочные и рель-
собалочные станы. В свою очередь реверсивные клети в качестве
обжимных входят в состав сложных прокатных агрегатов: рельсо-
балочных, широкополочных, крупносортных станов и полунепре-
рывных сортовых и листовых станов, состоящих из ряда рабочих
клетей.

Все реверсивные станы горячей прокатки и реверсивные обжим-
ные клети прокатных агрегатов работают примерно в одинаковых
условиях. Работа их характеризуется частым включением, ударной
нагрузкой с большими токами в момент захвата металла валками,
необходимостью регулирования скорости прокатки в относительно
широких пределах и т. д. В связи с этим требования всех реверсив-
ных станов к электроприводу примерно одинаковы.

Из всех реверсивных станов горячей прокатки наибольшее зна-
чение в прокатном производстве имеют обжимные станы. Они яв-
ляются главными станами, на которых производится предваритель-
ное обжатие всех стальных слитков большого веса, получаемых из
сталеплавильного цеха, с тем чтобы дальнейшую прокатку стали
до конечного сечения можно было бы осуществлять на станах гото-
вой продукции: сортовых, листовых, трубных и т. п.

При рассмотрении характеристики реверсивных прокатных ста-
нов за основу будут взяты обжимные прокатные станы, как наибо-
лее характерные. Для предварительного обжатия крупных слит-
ков, получаемых из сталеплавильного цеха, применяются мощные
обжимные станы — блюминги и слябинги.

Блюминг представляет собой обжимной стан, прокатывающий
полупродукт квадратного (или близкого к нему) сечения, называе-
мый блюмом. Металл из блюминга обычно поступает далее на заго-
товочные, рельсобалочные, крупносортные станы.

Слябинг — обжимной стан, прокатывающий полупродукт пло-
ского сечения, называемый слябом. Металл от слябинга поступает
далее на листопрокатные станы.

Блюминги (не включая обжимные клети, входящие в станы для
прокатки широкополочных балок) можно условно разделить на три
группы: большие, с диаметром валков 1300—1150 мм; средние,
с диаметром валков 1100—1000 мм; малые, с диаметром валков ниже
1000 мм. Слябинги имеют обычно диаметр валков 1100—1150 леи.

Наибольшее распространение получили блюминги 1150, на кото-
рых производится обжатие слитков массой от 5 до 17 т в блюмы
квадратного сечения от 150X150 мм до 400x4000 мм.

Средние блюминги обычно предназначаются для прокатки слит-
ков качественной стали массой от 2,5 до 6 т, малые блюминги — для
прокатки слитков массой до 3 т.

Основное конструктивное отличие слябинга от блюминга — это
дополнительная рабочая клеть с вертикальными валками, устанав-
ливаемая перед клетью с горизонтальными валками. Горизонталь-
ные, а также и вертикальные валки слябинга гладкие, без калибров.
Назначение вертикальных валков — производить боковое обжатие
металла, что позволяет производить прокатку слитка без кантовки.

На практике находят распространение блюминга с увеличенной
высотой подъема верхнего валка, что дает возможность прокаты-
вать слитки как в квадратные заготовки (для сортовых станов),
так и в плоские заготовки (для листовых станов), —это так назы-
ваемые блюминги-слябинги.

Для реверсивных станов горячей прокатки применяются два
основных варианта привода рабочих валков: однодвигательный
с шестеренной клетью (групповой привод) и индивидуальный при-
вод для каждого валка.

На рис. 8-1 представлены варианты главного привода реверсив-
ных станов горячей прокатки.

Технологический процесс

На рис. 8-2 приведен план расположения блюминга 1150. В на-
чале цеха блюминга установлены нагревательные колодцы, а в
конце — склад блюмов.
Рис. 8-1. Варианты главного привода блюминга:
а — групповой привод; б — индивидуальный привод
Рис. 8-2. План расположения оборудования блюминга:

1 — нагревательные колодцы; 2 — слитковоз; 3 — приемный рольганг; 4 — поворотный стол; 5 — подводящий рольганг; б — передний
удлинительный рольганг; 7 — передний рабочий рольганг; 8 — рабочая клеть; 9 — задний рабочий рольганг; 10 — задний удлинительный
рольганг; 11 — транспортный рольганг; 12 — ножницы; 13 — линейки манипулятора; 14 — прокатный двигатель
Общее количество нагревательных колодцев равно 20—24.
В одном таком колодце могут одновременно находиться четыре-
восемь слитков массой по 5—25 т каждый.

Горячие слитки доставляются на платформах из мартеновского
цеха к нагревательным колодцам, в которые загружаются специаль-
ным клещевым краном для дополнительного нагрева до темпера-
туры 1200—1250° С. Нагретые слитки вынимаются этим же краном
из нагревательных колодцев и грузятся на слитковоз, транспорти-
рующий слитки от колодцев до приемного рольганга. От приемного
рольганга слиток поступает на поворотный стол, который при
необходимости поворачивает слиток на 180°. Роликами поворотного
стола слиток подается на подводящий рольганг, затем он переме-
щается на удлинительный и далее на передний рабочий рольганг,
который направляет его к рабочей клети.

Каждый раз перед подачей слитка в рабочую клеть оператор
с помощью нажимного устройства, изменяя положение верхнего
рабочего валка, устанавливает необходимый раствор валков. После
установки в необходимое положение верхнего рабочего валка опе-
ратор производит включение двигателя рабочих валков и двигателя
переднего рабочего рольганга. При этом оператор должен подать
слиток в валки с таким расчетом, чтобы скорость захвата слитка
валками не была очень высокой, так как в противном случае металл
не войдет в валки (коэффициент трения уменьшается с повышением
скорости). Обычно эта скорость ниже скорости прокатки, поэтому
после захвата металла происходит дальнейшее повышение скорости.
В данном случае вращающий момент двигателя должен преодоле-
вать как инерционные усилия, так и момент статического сопротив-
ления — момент прокатки.

Перед концом прокатки слитка в каждом пропуске оператор
воздействует на схему управления для реверсирования двигателя
валков. Начало воздействия выбирается с таким расчетом, чтобы
скорость выброса металла из валков не была большой, иначе слиток
будет выброшен на большое расстояние, и потребуется значитель-
ное время для возврата его к рабочим валкам.

Прокатка слитка во втором и в последующих пропусках может
начинаться после того, как двигатель рабочих валков закончит ре-
верс, нажимное устройство окончит работу по перемещению верх-
него рабочего валка в новое положение и задний рабочий рольганг
вернет слиток к рабочим валкам. С тем, чтобы уменьшить время
паузы между пропусками, целесообразно работу нажимного устрой-
ства, рольганга и двигателя рабочих валков при реверсе не сдви-
гать по времени, а производить одновременно, что обычно и выпол-
няется на практике. После второго пропуска слиток попадает на
передний рабочий рольганг. Здесь, при необходимости, он кантуется
на 90° при помощи кантователя, установленного на правой перед-
ней линейке минипулятора. После кантовки и изменения положения
верхнего рабочего валка слиток передним рабочим рольгангом на-
правляется к рабочим валкам для прокатки его в третьем пропуске
и т. д. Число пропусков при прокатке в обжимном стане зависит от
начального и конечного сечения слитка и колеблется в пределах
9—19.

С прокаткой слитка длина его увеличивается. Если прокатку
слитка во всех пропусках производить с одной и той же скоростью,
то время прокатки в последних пропусках будет очень большим.
Поэтому для сокращения времени прокатки скорость вращения
рабочих валков с повышением номера пропуска, как правило, уве-
личивается. По окончании прокатки металл задним рабочим удли-
нительным и транспортным рольгангами подается к ножницам для
обрезки концов и порезки его на мерные длины.

Управление слитковозом, приемным рольгангом и поворотным
столом производится с поста 1 (см. рис. 8-2). Управление механиз-
мами главной линии стана производится двумя операторами
с поста 2. Основной оператор управляет рабочими валками, нажим-
ным устройством, рабочими и удлинительными рольгангами; по-
мощник оператора — подводящим рольгангом, кантователем и ма-
нипуляторами.

Требования к электрическому приводу

Время прокатки одного слитка, т. е. время цикла, состоит из
машинного времени (времени нахождения металла в валках) и
времени пауз. Общее время пауз определяется временем подави
рольгангами слитка для прокатки в первом пропуске, временем
кантовок и временем работы нажимного устройства. Средняя про-
должительность паузы между пропусками 1,5 сек. Если при этом
взять обычно применяемые среднюю скорость выброса 30—40 об/мин
и среднюю скорость захвата 15—30 об/мин, то реверсирование глав-
ного привода после выброса слитка из валков до скорости захвата
должно происходить за среднее время паузы 1,5 сек со средним
ускорением и замедлением, равным*30—50 об/мин в секунду. При
больших ускорениях, если преднамеренно не задерживать главный
привод на скорости захвата, захват слитка произойдет при чрез-
мерно повышенной скорости.

При индивидуальном приводе рабочих валков захват металла
возможен и на основной скорости, поэтому в таком случае допу-
стимы большие ускорения (до 100 об/мин в секунду).

Обычно в реверсивных станах горячей прокатки динамический
момент, определяющий величину ускорения, выбирается примерно
равным номинальному, для того чтобы можно было использовать
большую часть перегрузочного момента двигателя для обжатия
металла.

Диапазон регулирования реверсивных станов горячей прокатки
определяется наименьшей скоростью прокатки в первых пропусках
и наибольшей в последних пропусках.
Из условий технологического процесса прокатки на реверсивных
станах вытекают следующие общие требования.

1.	Время протекания переходных процессов при заданных зна-
чениях максимума динамического тока должно быть мини-
мальным.

2.	Большая частота включения приводного двигателя (1000 вклю-
чений в час и выше).

3.	Широкий диапазон регулирования скорости (1 : 10).

4.	Величина ускорения не должна зависеть от скорости, до
которой разгоняется двигатель.

5.	Высокая перегрузочная способность приводного двигателя
по току и моменту, учитывая, что после захвата металла в течение
некоторого промежутка времени двигатель должен преодолевать
одновременно инерционные усилия и момент прокатки.

6.	Высокая степень надежности работы системы электропривода.

К электроприводу рабочих валков слябинга и универсальных
клетей других реверсивных станов горячей прокатки предъявляется
дополнительное требование,увязанное с одновременной прокаткой
металла в двух клетях, — обеспечить требуемое соотношение ско-
ростей вертикальных и горизонтальных валков, разное в зависи-
мости от направления прокатки.

§ 8-2. Характеристика электрооборудования
главного привода реверсивных станов

В главных электроприводах реверсивных станов горячей про-
катки применяются только двигатели постоянного тока, питание
которых производится от индивидуальных источников электро-
энергии. Такими источниками до настоящего времени в Союзе
являются главным образом генераторы постоянного тока, вращае-
мые двигателем переменного тока (синхронным или асинхронным
с маховиком). Имеются также действующие установки с питанием
прокатного двигателя от управляемого ртутного выпрямителя:
реверсивного стана 750, блюминга с групповым приводом и блю-
минга с индивидуальным приводом валков.

Питание обмоток возбуждения генераторов и прокатных двига-
телей производится как от электромащинных возбудителей — гене-
раторов, так и от ртутных выпрямителей.

Металлургическое производство характерно непрерывностью
технологического процесса, тесной связью между отдельными
звеньями технологического процесса, поэтому перерыв в работе
какого-либо механизма, выполняющего отдельную операцию в тех-
нологическом процессе, может привести к снижению выпуска
продукции завода в целом, а в некоторых случаях к порче обору-
дования, к аварии. Поэтому общее, весьма важное требование
к электрооборудованию металлургического производства — это н а-
Дежность и бесперебойность их работы.
Прокатные двигатели главных приводов

Для привода рабочих валков реверсивных станов применяются
двигатели постоянного тока металлургического типа с невысокой
номинальной скоростью вращения (в пределах 40—70 об/мин).

Основным техническим показателем реверсивных прокатных
двигателей является соотношение

РВМН
а = -1‘7--н-

(8-1)

Здесь Ра — номинальная мощность, кет;

Мн — номинальный момент, кнм;

) — момент инерции якоря, тм2.

Этот показатель может характеризовать максимальную возмож-
ную производительность прокатного стана [Л-13), что следует из
уравнения

Р — 0,726р	VтслРа -10® млн.т{год,	(8-2)

где р — коэффициент, учитывающий твердость стали (для спокой-
ных и кипящих сталей р = 1);

Ы —число пропусков;,

Р — сечение прокатываемой заготовки после прокатки, мм*;
тсл — масса слитка, т;

а — число двигателей.

По данному уравнению (8-2) производительность вычисляется
для 7000 ч работы за год. При другом числе часов работы стана
в год необходимо выполнить пересчет.

Из уравнения (8-2) следует, что чем большей величиной показа-
теля а обладает прокатный двигатель стана, тем большая произво-
дительность может быть получена от прокатного стана.

Реверсивный двигатель типа МП24-7000; 5170 кет, 50/120 об/мин;

Ма = 981 кнм; — 96,2 тм2, применявшийся для привода ревер-
1ПЛ1	5170-981 Г-О-7ЛЛ

сивных станов до 1941 г., имеет а = ——= 52 700.

После 1945 г. электропромышленность значительно улучшила
технические показатели электрических машин, применяемых в ме-
таллургическом производстве, в частности, показатели крупных
реверсивных ^двигателей.

Стремление уменьшить маховой момент главного привода при-
вело к созданию двухъякорных двигателей с двумя якорными об-
мотками и двумя коллекторами. Двухъякорный двигатель имеет
меньшие диаметр и маховой момент в сравнении с одноякорным той
же мощности.
Таблица 8-1

Технические данные некоторых типов крупных реверсивных двигателей

Типы двигателей	Основные технические данные					Показатель  а~   кет • кнм  тм2	Завод-изготовитель	Год изготовления
	МОЩНОСТЬ, кет	напряжение, в	скорость, об/мин	номинальный момент, кнм.	момент инерции, тм?			
МП24-7000	5170	750	50/120	981	96,2	52,7 • 103	Электросила	1934
ПБК250/145	4560	865	70/120	622	33,8	84,0  10’	ХЭМЗ	1953
ПБК380/125	7360	860	60/90	1180	114	76,5 • 103	Электротяжмаш	1959
2МП8700-60	2•3200	2-900	60/120	2-510	52,5	124,6 • Ю3	Электросила	1959
МП12000-65	8840	900	65/90	1300	112,7	102- 103	Электросила	1960
МП7300-70	5350	900	70/110	730	42,5	92,0 • 103	Электросила	1961
МП11000-65	8000	900	65/90	1180	75,0	126,0  10’	Электросила	1962
В табл. 8-1 представлены технические показатели некоторых
крупных реверсивных прокатных двигателей, изготовленных в СССР
в последние годы, и для сравнения реверсивного двигателя
МП24-7000. Характерным для этих двигателей являются относи-
тельно малые значения махового момента, повышенные значения

РНЛ4Н
технического показателя а = н н , а также несколько повы-
шенная основная скорость вращения (60—70 об/мин).

Небольшое значение основной скорости вращения прокатных
двигателей реверсивных станов (обжимных станов) старого произ-
водства (50 об/мин) привело к ограничению производительности
стана. Указанное объясняется тем, что из-за наличия низкой основ-
ной скорости возникает необходимость в ослаблении потока дви-
гателя уже в первых пропусках, что приводит к увеличению тока
его при заданных величинах нагрузочного момента, т. е. к перегреву
двигателя.

Однако существует и другая точка зрения, которая основы-
вается на том, что интенсификация режима работы обжимного стана
должна быть получена не за счет увеличения скорости прокатки,
а за счет применения повышенных обжатий и сокращения тем самым
количества пропусков. Увеличение же обжатий ьызывает приме-
нение двигателей с повышенным номинальным моментом, что может
быть осуществлено путем увеличения мощности двигателей или при
сохранении прежней мощности путем снижения величины номи-
нальной скорости вращения. По указанной причине в американской
практике в последние 15—20 лет наметилась тенденция не к увели-
чению номинальной скорости, а к уменьшению ее. Большинство
блюмингов, изготовленных в США в этот период времени имеют
номинальную скорость вращения 40 об/мин.

В последних пропусках, когда длина металла уже становится
значительной, с целью уменьшения времени прокатки необходимо
повышать скорость прокатки, что производится путем ослабления
поля двигателя. Прокатка металла с ослабленным полем осуществ-
ляется при сниженных значениях момента, так как перегрузочная
способность двигателя уменьшается с увеличением скорости. По-
требная степень ослабления поля двигателя обычно не превышает
0,5 от номинального.

При расчете и проектировании главных приводов реверсивных
станов следует знать перегрузочную способность прокатного двига-
телей при разной скорости вращения, т. е. иметь в своем распоря-
жении так называемые эксплуатационные характеристики двига-
теля. Последние определяют собой зависимость максимально допу-
стимых значений мощности, тока и момента двигателя от скорости
вращения.

На рис. 8-3 -представлены эксплуатационные характеристики
двигателя типа ПМ24-7000, 5170 кет; 50/120 об/мин и типа
ПБК250/145; 4560 кот; 70/120 об/мин для максимальных перегру-
152
зочных значений мощности, момента и тока. Из характеристик сле-
дует, что до основной скорости перегрузочная способность двигателя
по току и моменту не зависит от скорости, а перегрузочная мощность
пропорциональна скорости вращения. При скоростях вращения

Рис. 8-3. Эксплуатационные характеристики:

а — двигателя ПМ-24-7000; 5170 квт\ 50/120 об!мин’, б — дви-
гателя ПБК-250/И5; 4560 кет} 70/120 об {мин

выше основной предельный момент зависит от степени ослабления
поля двигателя:

Мпред = *мФМн.	(8-3)

где Ф — величина потока;

/НХП — предельно допустимый ток, соответствующий этому по-
току;

Хп — перегрузочная способность двигателя по току.

Предельно допустимый ток уменьшается с ослаблением потока
двигателя, что связано с увеличением реактивной э. д. с. коротко-
замкнутой коммутационной секции при росте скорости вращения
двигателя ер = с!п и, следовательно, с ухудшением условий комму-
тации. Поэтому при скоростях вращения выше основной необхо-
димо уменьшать предельно допустимое значение тока.

Если учесть, что	а Л4Н = АНФН/Н, то уравнение

(8-3) можно будет записать в следующем виде

Л4пред=Л4н^,	(8-4)

где

й = -.
сон

Таким образом, предельно допустимый момент при ослаблен-
Хп
ном поле двигателя пропорционален отношению у.
Генераторы для питания двигателей
рабочих валков реверсивных станов

На рис. 8-4 представлена схема питания двигателя реверсивного
прокатного стана от генераторов, вращаемых асинхронным двига-
телем с маховиком.

Для питания двигателей мощных реверсивных станов обычно
применяются два генератора. Лишь для обжимных прокатных
станов с диаметром валков ниже 1000 мм используется один гене-
ратор. Объясняется это тем, что в современном электромашино-
строении для машин постоянного тока существуют предельные
мощности при заданном диаметре ее якоря.

Рис. 8-4. Схема питания двигателя реверсивного про-
катного стана от генераторов:

1 — генераторы; 2 — приводной двигатель; 3 — маховик; 4 —
регулятор скольжения; 5 — прокатный двигатель; 6 — шесте-
ренная клеть; 7 — рабочие валки

Предельная мощность машины постоянного тока ограничивается
следующими факторами:

1)	напряжением между соседними коллекторными пласти-
нами пк;

2)	величиной линейной нагрузки Д5, т. е. нагревом якоря;

3)	окружной скоростью якоря V, т. е. механическими напряже-
ниями в якоре;

4)	величиной реактивной э. д. с. в коммутируемой секции е1г
т. е. условиями нормальной коммутации.

Предельно допустимые значения указанных величин соответст-
венно равны: ик = 10—20 в; А8 — 600 а!см\ V = 70 м/сек,', е3 =
= 5—8 в.

Из теории электрических машин известны следующие два соот-
ношения, устанавливающие зависимость мощности электрической
машины Р от ряда конструктивных параметров:

р =	. а_ м

п	р10	'	1

Р = звбоу	1	квт	(8б)

п	•а>К	4	'

Если в уравнения (8-5) и (8-6) подставить предельные значения
для Л5, ек, V, и взять В8 = 8600—10 000 гс, а = 0,7; Л, = 3,5 -т-
-г-4,5; цу = 1; — = 1 (при простой петлевой обмотке), то

Р Тк = (Рп)ек==(1,8--2,0)10в;	(8-7)

(2,24-2,6) 10е.	(8-8)

С помощью уравнения (8-7) нетрудно определить для машины
с простой петлевой обмоткой ее предельную мощность- по величине
напряжения между соседними коллекторными пластинами, а с по-
мощью уравнения (8-8) — ее предельную мощность по условиям
коммутации. Уравнения (8-7) и (8-8) служат критериями выполни-
мости машин по двум указанным условиям. Эти уравнения пока-
зывают, что при простой петлевой обмотке предельная мощность
по условиям коммутации выше предельной мощности по напряжению
между коллекторными пластинами. Таким образом, при простой
петлевой обмотке предельная мощность • машины ограничивается
напряжением между коллекторными пластинами.

По уравнению (8-7) можно установить, что генератор с петлевой
обмоткой мощностью 3500 кет при 375 об!мин близок к предельной
мощности. Так как один генератор не обеспечивает получения пол-
ной мощности, необходимой для питания прокатного двигателя, то
применяют два таких генератора, соединенных между собой парал-
лельно.

Из уравнения (8-5) следует, что при предельных значениях
Л5, ек, V, е3 увеличение предельной мощности электрической ма-
шины возможно только за счет увеличения отношения у. Это
соотношение может быть повышено путем применения многоходо-
вых обмоток якоря, у которых^- = т , где т —число ходов обмотки.

При двухходовой обмотке т — 2 и при прочих равных условиях
число коллекторных пластин увеличивается в два раза, что при-
водит к снижению вдвое напряжения между ними и, следовательно,
к повышению предельной мощности по величине напряжения между
коллекторными пластинами, Вследствие этого предельная мощность
машины с двухходовой обмоткой будет определяться не напряже-
нием между коллекторными пластинами, а условиями коммутации.

В настоящее время уже производят выпуск электрических
мащин для металлургической промышленности с двухходовыми
обмотками, которые при тех же габаритных размерах, что и преж-
ние машины с одноходовыми обмотками, имеют большие номиналь-
ные мощности. Это относится как к генераторам, так и к двигателям.
Так, например, двигатель типа МП24, 5170 кет, 50/120 об/мин
может быть заменен более современным прокатным двигателем
типа ПБК385/125; 7360 квт\ 60/90 об/мин без переделки фунда-
ментов, что очень важно при осуществлении модернизации дей-
ствующих реверсивных станов.

Таблица 8-2

Технические данные некоторых типов крупных генераторов
для главных приводов реверсивных станов

Тип генераторов	Основные технические данные			Показатель Т= Рп, кет  об/мин	Завод-изгото- витель	Год изготов- ления
	мощ- ность, кет	напря- жение, в	скорость, об/мин			
ГП16-3000	3000	750	375	1,123 - 10е	Электросила	1934
ПБК215-40	4930	865	500	2,46 • 10е	ХЭМЗ	1953
ГП3500-500	3500	900	500	1,75 • 10е	Электросила	1956
ГП5000-375	5000	750	375	1,87-10®	Электросила	1958
ГП5700-375	5700	900	375	2,14-10®	Электросила	1961
ГП52О0-375	5200	900	375	1,95 • 10®	Электросила	1962
П21-30-17к	3600	630	500	1,80 • 10®	ХЭМЗ	1962
ГП8500-375	8500	900	375	3,2-10®	Электросила	

В табл. 8-2 представлены технические данные крупных генера-
торов постоянного тока. Для сравнения в этой таблице приведены
данные генератора раннего выпуска ГП16-3000 с одноходовой пет-
левой обмоткой.

Двигатели преобразователей

В качестве двигателей генераторов главного привода реверсив-
ных прокатных станов применяются синхронные или асинхронные
с маховиком.

До последнего времени в преобразовательных агрегатах ревер-
сивных прокатных станов преимущественно применялся асинхрон-
ный двигатель с маховиком. Это объясняется следующими особен-
ностями такого привода. В периоды спада нагрузки маховик уве-
личивает запас кинетической энергии, нагружая дополнительно
асинхронный двигатель, во время пика нагрузки он воспринимает
часть нагрузки, разгружая асинхронный двигатель. При таком
перераспределении нагрузки асинхронный двигатель генератора
нагружается более равномерно, и в сеть не передаются пики на-
грузки, которые при относительно небольшой мощности сети ока-
жут отрицательное влияние на работу других потребителей элект-
рической энергии.
Для получения большего эффекта работы маховика в цепь ро-
тора асинхронного двигателя включают жидкостный регулятор
скольжения (рис. 8-5).

Такой регулятор представляет собой бак, заполненный электро-
литом (1—2%-ный раствор соды Ыа2СО3). Внутри бака находятся
три неподвижных 1 и три подвижных электрода 2. Верхние элект-
роды связаны между собой траверсой 3 и образуют общую нулевую
точку. Нижние электроды соединены через контактные кольца
с обмоткой ротора асинхронного двигателя. Траверса с верхними
электродами связана с противовесом 5 тросом 6, который охваты-
вает шкив 7 балансного двигателя. Последний получает питание
от вторичной обмотки трансформатора тока 8, первичные обмотки

Рис. 8-5. Жидкостный регулятор скольжения

которого обтекаются током асинхронного двигателя 9. Момент
балансного двигателя пропорционален квадрату тока асинхрон-
ного двигателя и действует в ту же сторону, что и противовес,
стремясь увеличить расстояние между верхними и нижними элект-
родами. Действие противовеса недостаточно, чтобы удержать верх-
ние электроды на определенной высоте, поэтому дополнительный
момент для этой цели создает балансный двигатель. Этот момент
будет тем больше, чем меньше груз противовеса. Можно выбрать
величину груза противовеса так, чтобы при равновесии системы
момент балансного двигателя был определенным и соответствовал
определенной нагрузке асинхронного двигателя. Если при этом
нагрузка асинхронного двигателя станет повышаться, то увели-
чится момент балансного двигателя, и он, поворачиваясь, начнет
поднимать верхние электроды. Сопротивление в цепи ротора асин-
хронного двигателя увеличится, скорость его снизится, и маховик
воспримет на себя часть нагрузки. Таким образом, с применением
маховика нагрузочная диаграмма двигателя принимает более
равномерный характер, пики нагрузки сглаживаются, а это при-
ведет к уменьшению потерь энергии в двигателе, уменьшению
среднеквадратичного тока и, как следствие, к возможности сниже-
ния номинальной мощности двигателя. Верхний предел момента
инерции маховика ограничивается его стоимостью и потерями, так
как с увеличением момента инерции маховика растут капитальные
затраты и потери энергии на трение в подшипниках маховика и
вентиляционные потери на трение обода о воздух.

Для мощных реверсивных прокатных станов отношение запаса
энергии маховика к номинальной мощности асинхронного двига-
теля берется равным

= ЗОН-35 сек.	(8-9)

' н

Практикой установлено, что в современных блюмингах, у кото-
рых значительно сокращено время цикла и время паузы между
пропусками, энергия маховика, выбранного в соответствии с ра-
венством (8-9), не успеет восстановиться за время спада нагрузки.

К недостаткам преобразователей с асинхронным двигателем и
маховиком следует отнести:

I)	малоэффективную работу маховика при малом времени спада
нагрузки, как это имеет место у современных реверсивных станов;

2)	сравнительно с синхронным двигателем низкий коэффициент
мощности и к. п. д.;

3)	большой вес, размеры и высокую первоначальную стоимость
(вес маховика составляет примерно 30% всего веса преобразова-
теля).

Синхронные двигатели в последние годы нашли широкое приме-
нение в качестве двигателей в преобразователях реверсивных про-
катных станов. Преобразователи с синхронными двигателями имеют
лучшие технико-экономические показатели, чем преобразователи
с асинхронными двигателями. Они имеют более высокие к. п. д.
и коэффициент мощности, меньшие капитальные затраты. Недо-
статок безмаховиковых преобразователей — пики нагрузки из-за
отсутствия маховика полностью воспринимаются синхронным дви-
гателем и передаются в сеть — несуществен. Это объясняется,
во-первых, тем, что сеть на современных металлургических заво-
дах, как правило, является мощной и, во-вторых, благодаря элект-
ромагнитной инерции синхронного двигателя при приложении
к валу его пиковой нагрузки передаваемая в сеть нагрузка будет
несколько сглажена [Л-15].

В табл. 8-3 приведены технико-экономические показатели двух
вариантов преобразовательного агрегата для блюминга 1150 с инди-
видуальным приводом валков [Л-15].

На основании приведенного выше применение безмаховиковых
преобразователей более целесообразно как для вновь проектируе-
мых, так и для реконструируемых реверсивных прокатных станов.
158
Технико-экономические показатели двух вариантов
преобразовательного агрегата блюминга 1150

Преобразователь

с

С асинхронным двигателем и
маховиком................ 82,4

С синхронным двигателем . . 93,4

1600

600

12,5 • 10° 80 000 2470 • 103 * * * * 1 87,3

4,8 -10° 30 000 1960 • 108 1 76,4

В табл. 8-4 представлены типы генераторов и преобразователей
главных приводов некоторых обжимных станов.

Ртутные преобразователи и трансформаторы к ним

Основными элементами ртутного преобразователя являются:
а) ртутный выпрямитель с системой собственных нужд; б) питающий
трансформатор; в) система сеточного управления. Кроме того, сюда
следует включить быстродействующую защитную аппаратуру —
катодные и анодные выключатели, сглаживающие и уравнитель-
ные реакторы, анодные делители.

Ртутные выпрямители. Для питания двигателей реверсивных
прокатных станов от ртутных выпрямителей предусматривают при-
менение металлических насосных ртутных выпрямителей с водя-
ным охлаждением серии РМНВ, а для питания обмоток возбуждения
'двигателей и генераторов — металлические запаянные серии РМ
с воздушным охлаждением и серии РМВ с водяным охлаждением.
Запаянные ртутные выпрямители имеют больший срок службы,
большую надежность в эксплуатации и меньшую стоимость, чем
насосные.

В табл. 8-5 приведены технические данные ртутных выпрями -
-Телей РВ, изготавливаемых отечественной электропромышлен-
ностью.

Кроме указанных в табл. 8-5, предусматривается в ближайшее
время создание выпрямителей типа РМ-350Х6 на 2100 а и 825 в
и РМ-500хб на 3000 а.

Трансформаторы. Трансформаторы, питающие ртутные выпря-
мители, работают в специфичных условиях. Во-первых, через вто-
ричную обмотку трансформаторов проходят однонаправленные токи,
а токи первичной обмотки содержат высшие гармонические; во-
вторых, при возникновении обратных зажиганий в ртутном выпря-
Типы некоторых генераторов и преобразователей главного привода обжимных станов

Тип стана	Тип генератора	Мощность генератора, кет	Тип асинхронного преобразователя	Мощность синхронного двигателя и скорость		Напряжение, в	Завод-изготовитель
				кет	об/мин		
Блюминг 1150	ГП-3000-375	2 • 3000	АПО 5000-375	3 680	375	6 000	Электросила
Блюминг 1000	ГП-16-3000	2  3000	А 566-375	3 670	375	6 000	Электросила
Блюминг 1150	ПБК-215/40	2 - 4930	МС-325-23/12	10 300	500	6 000	хэмз
Слябинг 1150	ГП5000-375	2•5000	ДСЗ-2121-16	17 000 ква	375	10 000	Электросила
	ГП3000-375	2500					
Блюминг 1300	ГП8500-375	8500	ДСЗ-2121-16	17 500	375	10 000	Электросила
Слябинг 1150	П21-30-17к	2•3600	МС-325-20/12	8 500	500	10 000	ХЭМЗ
	П20-45-12к	2500					
мителе обмотки трансформатора подвергаются значительно боль-
шим динамическим воздействиям, чем при обычном коротком замы-
кании. В связи с этим для питания ртутных выпрямителей необхо-
димо применение специальных трансформаторов.

Таблица 8-5

Управляемые ртутные выпрямители отечественного производства

Тип выпрямителя	С с  , Я е;  С Я к с к ь; с	Номинальный ток, а						те К  а> о		Завод-изгото- витель	Примечание
			с с ж к; С К те X а			О  О 5 4 □ В В В  У а	двенадцатианод- ного				
									рыпрямленн пряжение, в		
РМНВ 500	500		1500		2500		5000	825		Уралэлектро-	Металлический
РМНВ 1000	1000		2000		4000		8000	825		То же	
РМ 200			200				—	825		Запорожский аппаратный завод	
РМВ 250/2	250		750		1500		3000	600		То же	
РМ 500					500		—.	600		» »	т>
ИВС 500x12	500						5000	910		вэи	Игнитрон

Схема соединения обмоток питающего трансформатора и число
фаз определяют величину пульсации выпрямленного напряжения,
жесткость внешней характеристики, величину уравнительных то-
ков и габаритную мощность трансформатора. По этой причине выбор
схемы соединения обмоток трансформатора и число фаз должны
быть обоснованы в каждом отдельном случае.

На практике наиболее широкое применение находят следующие
схемы соединения обмоток трансформатора: 1) звезда (треуголь-
ник) — звезда; 2) звезда (треугольник) — зигзаг или два зигзага;
3) звезда (треугольник) — две обратные звезды с уравнительным
реактором.

• Применительно к схемам с нулевым выводом первая схема
соединения обмоток трансформатора обладает недостатком — нали-
чием потока вынужденного намагничивания. В связи с этим она
применяется только при малой мощности, когда вторичные токи не
превышают 100 а. Вторая схема не имеет потока вынужденного
Намагничивания. Однако она требует несколько повышенного
расхода меди в связи с соединением вторичной обмотки в зигзаг.
Эта схема обладает преимуществом в сравнении с первой при вто-
ричных токах более 100 а и применяется при средних мощностях
Нагрузки. Третья схема обеспечивает удовлетворительную жест-
кость внешней характеристики, хорошее использование трансфор-
матора и отсутствие потока вынужденного намагничивания.

6 В. П. Бычков	161
Для мостовых схем возможно применение любой из указанных
схем соединения обмоток трансформатора, так как при мостовой
схеме отсутствует вообще поток вынужденного намагничивания.

При ионном возбуждении электрических машин главного при-
вода применяется обычно вторая схема соединения обмоток — звезда
(треугольник) — зигзаг, или два зигзага, так как она более проста,
чем третья схема.

От числа фаз зависит величина амплитуды переменной- состав-
ляющей выпрямленного напряжения. Чем меньше число фаз, тем
больше амплитуда переменной составляющей напряжения выпря-
мителя. Эта составляющая, подаваемая на якорь двигателя, вызы-
вает дополнительный нагрев двигателя и повышает напряжение
на коллекторе, что ухудшает условия коммутации. Кроме того,
при малом числе фаз выпрямителя сильно искажается форма кри-
вой первичного тока, что при большой мощности установки оказы-
вает неблагоприятное влияние на работу генераторов электриче-
ской станции и на работу линии. По указанным причинам при
питании от ртутных выпрямителей прокатных двигателей ревер-
сивных станов, как правило, применяется 12-фазное выпрямление.
При ионном возбуждении обычно применяется трехфазное выпрям-
ление, так как в этом случае переменная составляющая выпрямлен-
ного напряжения не оказывает существенного влияния на работу
системы из-за очень большой постоянной времени цепи обмотки
возбуждения.

Для ртутных преобразователей отечественной электропромыш-
ленностью изготавливаются следующие трансформаторы: 1) ТСР —
сухие; 2) ТМР — масляные; 3) ТМРУ — масляные с встроенным
уравнительным реактором.

Трансформаторы ТСР и ТМР имеют соединения обмоток звезда
(треугольник) — зигзаг или звезда (треугольник) — две обратные
звезды. В первом случае это двухобмоточные, во втором — трехоб-
моточные. Все трансформаторы ТМРУ выполняются как трехобмо-
точные.

В табл. 8-6 приведены технические данные по некоторым ртут-
ным трансформаторам, применяемым в электроприводах прокатных
станов.

Система сеточного управления. Система сеточного управления
разделяется на две основные части: фазорегулятор ФС и панель
сеточного питания ПСП.

Фазорегулятор служит для изменения фазы напряжения, пода-
ваемого на сетку РВ. Панель сеточного питания преобразует сину-
соидальную форму напряжения в напряжение с крутонарастающим
передним фронтом и подает его на сетки РВ.

Наибольшее распространение получили статические фазорегуля-
торы и панели сеточного питания с пик-дросселями. Первая система
сеточного управления со статическим фазорегулятором и с пик-
дросселями в Советском Союзе была разработана в 1954 г. Такая
система включает статический фазорегулятор ФС-11 и панель се-
точного питания ПСП-1 или ПСП-2.

Таблица 8-6

Технические данные по некоторым трансформаторам для ртутных
выпрямителей

	В	Ф 43  О .  = оГ	•Я 3 я	напря-			
Тип	А		0)	ф о	Соедине-	Уравнитель-	Завод-
тр ансформ атор а	& О	® §  « 5	Я * а	а 50 О' . К ф	ток	ный реактор	изготовитель
	I	•а  СО г	§« «е	и к ЛЯ ф ф с*			
ТМРУ 6200/35		910	2900	10 000	△^Л/тд	КРОМ350	Уралэлек-
						встроенный	троаппарат
ТМР 5600/35		910	4600	10 000	А/Л/Ул	КРОМ500	
		825	5000				
ТМРУ 3500/35		825	2500	10000	△М/ул	встроенный	> »
ТМР 7500/35		750	5000	6 000	Д/ТД	КРОМ125	» >
ТМР 3200/35		750	2500	6000	д/тд	КРОМ125	> т»
ТМР 2400/10		825	1500	6 000	д/тд	КРОМ125	>
		600	3000				
ТМР 1800/10		825	800  2000  750	6000	д/тд	КРОМЗЗ/35	» -»
ТМР 1000/10		485		6000	д/тд	КРОМЗЗ/35	
ТМР 750/10		600	1000	6 000	д/тд	КРОМЗЗ/35	> >
ТМРУ 600/10		600	500	6000	Д/ТА	встроенный	» >
		460	500				
ТМРУ 2000/10		460	1500	6600	△М/тд	встроенный	
ТС 180/10	102,5			 380	Д/7070П		Московский трансформа-
							торный
ТСУ 120/0,5	82,5			380	Д/^“		завод
				230			
ТСУ 120/0,5	73			380	д/г»		

Статический фазорегулятор ФС-11 (рис. 8-6) имеет три активно-
индуктивных мостика, двумя плечами которых служат обмотки пи-
тающего трансформатора, а двумя другими — активное сопротив-
ление 7? и дроссель насыщения ДН — магнитный усилитель. В диа-
гональ моста каждой фазы включается первичная обмотка сеточ-
ного трансформатора. Изменение угла сдвига фазы напряжения,
диагонали моста достигается подмагничиванием дросселя насы-
щения ДН. С целью уменьшения мощности управления приме-
няется внутренняя положительная обратная связь, осуществляе-
мая с помощью нелинейных элементов ВС. В плечо дросселя насы-
щения вводится дополнительная обмотка питающего трансформа-
тора следующей фазы, э. д. с. которой сдвинута на 120° по отно-
шению к э. д. с. основной фазы. Такое подключение дополнитель-
ной обмотки увеличивает диапазон сдвига фазы отпирающих им-
пульсов до 170°.

Питающий трансформатор

К сеточному трансформатору

Рис. 8-6. Статический фазорегулятор ФС-11

Панель сеточного питания ПСП-1 (рис. 8-7) имеет три пик-дрос-
селя 1ПД, 2ПД, ЗПД, выполненных из материала с высокой магнит-

Рис. 8-7. Панель сеточного питания ПСП-1

ной проницаемостью и крутым коленом намагничивания. Каждый
пик-дроссель подключается последовательно с активным сопро-
тивлением к вторичной обмотке ТС, первичная обмотка которого
питается от синусоидального напряжения фазорегулятора. До
начала насыщения дросселя почти все напряжение вторичной
обмотки падает на обмотку дросселя; после насыщения почти все
напряжение падает на активное сопротивление, т. е. на сетки ртут-
ного выпрямителя. Активное сопротивление в цепи дросселя со-
стоит из двух одинаковых плеч и образование положительных
-импульсов производится в.оба полупериода. Нелинейные элементы
ВС, шунтирующие плечи активного сопротивления, предназначены
для срезания отрицательных импульсов сеточного напряжения.

л	6	с

К сеткам ртутного Выпрямителя

Рис. 8-8. Панель сеточного питания ПСП-2

Панель типа ПСП-1 используется для управления ртутными выпря-
мителями, включенными по нулевой трехфазной схеме или по схеме
«две обратные звезды с уравнительным реактором».

Панель типа ПСП-2 (рис. 8-8), имеющая шесть пик-дросселей
1ПД—6ПД, используется для управления РВ, включаемыми по
мостовой трехфазной или противопараллельной шестифазной схемам.
' В панелях ПСП-1 и ПСП-2 установлены сеточные сопротивления
С учетом питания двух сеток выпрямителя РМВ-250.

.' В дальнейшем за счет применения германиевых выпрямителей
и выбора оптимальных величин сопротивлений и других элементов
фазорегулятор ФС-11 и панель ПСП-1 были конструктивно усовер-
шенствованы и на основе этого разработаны фазорегулятор ФС-12
и панель ПСП-3. При этом принцип работы сохранился прежним.

Параметры приведенных систем сеточного управления следующие:

Запирающий потенциал ....	150 в

Амплитуда отпирающего пика	320—380 в

Ширина импульса............ 100—ПО эл. гр.

Крутизна фронта............ 40—50 в/эл. гр.

Сопротивление в цепи сеток .	1000—1250 ом

Диапазон сдвига фазы....... 0—170 эл. гр.
Фазорегуляторы ФС-11, ФС-12 и панели ПСП-1, ПСП-2 и ПСП-3
рассчитаны на работу с выпрямителями РМ-200, РМ-250 и РМ-500.

Разработана система сеточного управления с пик-генератором
и статическим фазорегулятором, предназначенная для управления
насосными ртутными выпрямителями типа РМНВ 500x12, РМНВ
1000 x 6 и РМНВ 1000X12.

§ 8-3. Расчет мощности двигателя главного
привода стана горячей прокатки

Расчет мощности двигателя стана является поверочным, и его
назначение заключается в выяснении возможности выполнения
предварительно выбранным двигателем заданной программы про-
катки. Предварительно двигатель выбирается исходя из опытных
данных для конкретного стана с известными условиями прокатки.
Исходным материалом при поверочном расчете мощности прокат-
ного двигателя служат: сортамент, расчетная производительность
стана и программа прокатки.

. В программе прокатки указывается число пропусков, размеры
слитков до и после прокатки в каждом пропуске, распределение
обжатий по пропускам, порядок кантовки слитка, сорт и темпера-
тура стали, диаметр валка в каждом калибре. При наличии не-
скольких программ прокатки разного профиля металла расчет обычно
производится для всего сортамента стана, после чего устанавли-
вается наиболее тяжелая программа, которая характерна наиболь-
шим значением произведения полного удлинения металла на мак-
симальную производительность с учетом числа пусков в час.

Расчет мощности начинается с построения графика скорости,
затем на основании графика строится нагрузочная диаграмма и по
ней вычисляется среднеквадратичный ток. Если среднеквадратич-
ный ток больше номинального тока предварительно выбранного
двигателя, то либо выбирают другой двигатель, либо меняют про-
грамму прокатки в сторону снижения обжатий и увеличения
числа пропусков. -

Для построения нагрузочной диаграммы необходимо иметь
график скорости. В каждом пропуске двигатель разгоняется до
определенной скорости, затем он тормозится и после остановки
разгоняется в противоположном направлении для осуществления
обжатия металла валками в следующем пропуске. В первом при-
ближении принимается, что в переходных процессах скорость
двигателя изменяется по прямолинейному закону. Типовые графики
скорости для отдельных пропусков представлены на рис. 8-9.

В первых пропусках, когда слиток имеет небольшую длину,
скорость вращения двигателя не успевает достигнуть установив-
шейся величины. В этом случае имеет место разгон двигателя, за
которым сразу же следует процесс торможения. При этом получается
треугольный график скорости (рис. 8-9, а). В последующих пропу-
166
сках, когда длина слитка увеличилась, скорость вращения двига-
теля достигает установившейся величины, и график скорости при-
нимает вид трапеции (рис. 8-9, б). В последних пропусках, при
Значительной длине слитка, целесообразно производить прокатку
на повышенных скоростях, что осуществляется путем ослабления
поля двигателя. Когда величины ускорения и замедления при
ослабленном поле двигателя меньше, чем при полном, график
Скорости имеет вид, представленный на рис. 8-9, в.

Скорость захвата и скорость выброса.
Захват металла валками при низкой скорости вызывает повышен-
ный нагрев двигателя, так как со снижением скорости захвата
уменьшается средняя скорость прокатки и увеличивается время

о)	6}	в)

Рис. 8-9. Типовые графики скорости а, б, в

прокатки. Захват же металла при большей скорости может быть
и не осуществлен из-за снижения коэффициента трения с увеличе-
нием скорости. Для реверсивных станов скорость захвата берется
в пределах п = 10—45 об/мин. Меньшие значения применяются
в первых пропусках, большие — в последующих. Примерно в этих
пределах берется и скорость выброса. В последнем пропуске выброс
слитка производится с максимальной скоростью, так как в этом
случае металл не возвращается обратно к стану, а направляется
к ножницам для пореза.

Величины ускорения и замедления. Вели-
чины ускорений для реверсивных станов горячей прокатки выби-
раются исходя из необходимости получить заданное время переход-
ного процесса при заданной величине динамической составляющей
тока. Обычно время разгона берется в пределах 0,7—1 сек, а дина-
мический ток порядка (0,8—1,0) /н. При указанных условиях уско-
рение выбирается равным для группового привода

а =	= 40-ь 60 об/мин/сек,	(8-10)

а для индивидуального привода

а — 70 —100 об/мин/сек.	(8-11)
Величина замедления выбирается несколько большей:
для группового привода

Ь = 50 — 70 об [мин! сек,	(8-12)

для индивидуального привода

Ь — 80 — 130 об!мин!сек.

(8-13)

Максимальная скорость прокатки при
треугольном графике скорости определяется по

уравнению

^макс

2й6^ + Пвй + П^
а + Ь

(8-М)

где Ь — длина слитка после прокатки в данном пропуске, мм
О — диаметр валков, мм;

пв — скорость выброса, об/мин;

п3 — скорость захвата, об/мин.

Времена графика скорости. Время паузы между
пропусками определяется временем работы нажимного устройства
и при расчете графика скорости берется как усредненная величина,
равная 1п = 1,5—2,0 сек.

Если же перед следующим пропуском предусматривается кан-
товка, то время паузы берется равной /пк = 2—3,5 сек.

Время паузы между слитками определяется временем работы
нажимного устройства, перемещающего верхний рабочий валок из
крайнего нижнего положения в крайнее верхнее и берется равным
/пс - 5—6 сек.

Время ускорения без слитка (рис. 8-9)

сек.	(8-15)

Время ускорения со слитком при полном потоке двигателя

I =	сеК1

* а

(8-16)

Время ускорения со слитком при ослабленном потоке двигателя

^макс ~~ ГСОсн
а’

сек,

(8-17)

где а' — ускорение при ослабленном поле, об/мин/сек.

Время прокатки при установившейся скорости и полном потоке
двигателя

.   601.	1 ГЛОСН Л3 [ ЛОСН ' ' ПВ ~]	/р «р\

Гу-лРпосн посв[ 2а -г 2Ь

Здесь лосн — основная скорость вращения двигателя, об/мин.
168
Время прокатки при установившейся максимальной скорости
с ослабленным потоком

= 60/-________1	И°сн-”1 , ”осн-"1 ,

зтО7гмакс	^макс . 2с	2/>

//2  П2 /1	1 \

I макс '"осн / 1 । 1 \	/о ю\

+	2	/>7Г	(8‘19)

Здесь пмакс — установившаяся максимальная скорость^при ослаб-
ленном потоке, об!мин\

Ь' — ускорение при ослабленном потоке.

Время замедления со слитком при ослабленном потоке

= Пмакс-Иосн..	(8_20)

Время замедления со слитком при полном потоке

(8-21)

Время замедления без слитка

4 = ^.	(8-22)

В общем случае вращающий момент двигателя состоит из стати-
ческого Мс и динамического Л4ДИН моментов:

м = Мс + Мдин.	(8-23)

В установившемся режиме Л1Д„Н = 0 в процессе разгона динами-
ческий момент действует согласно, а в процессе торможения —
встречно статическому.

Динамический момент пропорционален ускорению, полному
моменту инерции привода и равен?

при разгоне

Л4ДИН = §"55^	(8-24)

при торможении

= нм-	(8-25)

Полный момент инерции привода представляет собой сумму
моментов инерции двигателя, стана и слитка:

= ^я + ^ст + ^сл.	(8-26)

Момент инерции слитка относительно мал, поэтому им при рас-
четах пренебрегают.

Момент прокатки Л4пр + Л4тр определяют, пользуясь уравне-
ниями (7-26), (7-27) или же уравнением (7-32).

График моментов строится для всего цикла прокатки одного
слитка. По нему определяется эквивалентный момент, который
сравнивается с номинальным моментом предварительно выбранного
двигателя.
Пример 8-1. Поверочный расчет мощности двигателя блюминга
Технологические данные-.

Материал — сталь

Максимальное число включений в час . . . 700

Размеры слитка и программа прокатки пред-
ставлены в графах 1, 2, 3, 4, 5, 6 расчетной
табл. 8-7

Масса слитка, т........................ 3,5

Характеристика стана

Количество валков.................. 2

Длина бочки валков, мм................ 2350

, Момент инерции, тм2............. .	.	9,5

Момент холостого хода, н........  .	. 30 000

Характеристика двигателя

Количество двигателей . ,.......... 1

Тип................................МП-6250

Напряжение, в...................... 900

Мощность, кет......................... 5520

Номинальный момент, нм............. 883 • 103

Скорость вращения, об1мин.......... 60/120

Момент инерции, тм2................ 65

В данном случае проводится поверочный расчет мощности двигателя
590 х590

МП-6250 при прокатке блюмов 200x200 из слитка дор500 ММ' массой
3,5 т в 17 пропусков.

Результаты расчета сводятся в табл. 8-7.

Ниже приводится расчет для первого пропуска. Для остальных пропусков
расчет аналогичен.

Расчет выполняется по методу удельного расхода энергии. В основу рас-
670 X 610
чета взята кривая при прокатке блюма 220x220 мм из слитка

(рис. 8-10). В графы 1-6 вносятся'данные программы прокатки. В графы 8, 14,
18, 22, 26, 30 заносятся соответственно катающий диаметр, скорость захвата,
установившаяся скорость и скорость выброса. Эти Величины задаются техно-
логами совместно с электриками с учетом возможностей схемы управления.
В остальные графы заносятся величины, полученные при расчетах.

Относительное удлинение слитка после" прокатки в данном пропуске
(графа 7):

где Рп — сечение слитка перед пропуском, м2;

Г„+1 — сечение слитка после пропуска, м2.

Начальное сечение прокатываемого слитка берется как среднее значение
сечения слитка

590 • 590 4-500 • 500	. о ,

Рнач =---------ъ--------= 0,3 л2.

Относительное удлинение для первого пропуска

,	0.3

- 0,286 ~ ,05’
Начальное сечение опытного слитка, при прокатке которого строилась кри-
вая удельного расхода энергии:

^нач. о —

670 • 610 + 740 • 680 _

2	=

0,456 -и2.

Начальное сечение опытного слитка больше начального сечения заданного,
поэтому расчет удельного расхода энергии по выбранной кривой следует начи-
•нать с той точкой кривой, т. е. с того относительного удлинения, при котором

сечения слитков опытного и прокаты-
ваемого равны.

Условное удлинение (графа 9) рав-
но действительному удлинению, умно-
женному на отношение начального се-
чения опытного слитка к начальному
сечению прокатываемого слитка

1	_ л ^нач. о

Лусл — Л р

1	нач

Таким образом, условное удлине-
ние перед первым пропуском

>	-2^-152

Лусл. О —’ 0$ - 1

а после первого пропуска

Хусл. 1 = 1.05 X 1,52 = Кб.

Удельный расход энергии.^графа
10) находится по условному удлине-
нию из кривой, изображенной на
рис. 8-10:

= 1,67 кет -ч/т.

Удельный расход энергии (гра-
фа 11)

д Ц7, = 117, — И70 = 1,67 — 1,5 =

= 0,17 кет-ч/т,

Рис. 8-10. Кривая удельного расхода
энергии

где 1У0 = 1,5 кет -ч/т — удельный расход энергии, соответствующий услов-
ному удлинению слитка до первого пропуска.

Момент прокатки (графа 12)

Мпр + Л4тр = 1,4 • 10’ (117, — И70) Рй = 1,4  10’ • 0,17  0,286  0,86 = 585  10» нм.

Момент двигателя при ускорении без слитка (графа 13)
у	74 5-103

М = Л4ДИН + Мхх = а + Л4ХХ = -2$— 50 + 30 • Юз = 420 . Ю» нм.

В данном случае принято а = 50 об)мин1сек.

Время ускорения без слитка (графа 15)

. пв 10	__

= 0,2 сек.

а 50

Произведение Л42/,, соответствующее ускорению без слитка в валках (гра-
фа 16)

'	МЧ{= 4203 • 10® • 0,2 = 0,354 • 10».

Суммарный момент ускорения и прокатки (графа 17)

М = а + Мпр + Л4тр + 7ИХХ = (390 + 585 + 30) 103 = 1005 • 10® нм.

У.эо
Время ускорения- при прокатке (графа 1У)
,	«м1 — пч 25 — 10

(а = —-----3 = —г-х— = 0,3 сек.

а 50	’

Произведение М~12, соответствующее ускорению со слитком в валках
(графа 20)

МЧа = 10052 • 10е • 0,3 = 3,03 • 10».

Суммарный момент прокатки и холостого хода (графа 21)

М = Л4пр + Л4тр + Мхх == (585 + 30) 103 = 615 - 10» мм.

Установившаяся скорость (графа 22)
пн1 = 25 об)мин.

Время прокатки с установившейся скоростью (графа 23)
60/._______________________1

у пОпм1 пм1 [2а 2Ь ]
60 • 1,8	1 [“625 — 100 625 — 100]	, о, с

3,14-0,86-25	25 [ 2-50	2-60 ] ~ 1,215 сек'

Здесь пв = пв = 10 об)мин-, /> = 60 об)мин/сек.

Произведение Л42/у, соответствующее прокатке с установившейся ско-
ростью (графа 24):

МЧу = 6152 • 10« • 1,215 = 4,6 • Юн.

Результирующий момент при замедлении со слитком в валках (графа 25)

м — ~	+ МпР + Мтр 4- Мхх = — 9^ 60 • 10® +

+ 585 • 103 + 30 • 103 = 145 - 103 нм.

Время замедления со слитком в валках (графа 27)

^4

ПМ1 ив 25_____10 _ Л 25 сек

Ь 60 ~0, 5 е '

Произведение Л12/4, соответствующее замедлению со слитком (графа 28)
Л12/4 = 1452 • 10» . 0,25 = 0,053 • Юн.

Момент замедления без слитка в валках (графа 29)

Л1 = -9^*Ч-Мхх=х(-^|б0 + 30) 103 = —440-Ю3 нм.

Время замедления без слитка (графа 31)

'•=т=®-0’167"»-

Произведение Л42/6, соответствующее времени замедления без слитка (гра-
фа 32)

 Л42/6 = 4402 • 10® • 0,167 = 0,324 • Юн.

Время прокатки (графа 33)

/пр = /2 + + *4 = 0,3 + 1,215 + 0,25 = 1,765 сек.

Время паузы (графа 34)

^п— 1,6 сек.
Таблица 8-’

Поверочный расчет мощности двигателя блюминга 1000 при прокатке блюма 200 х 200 мм из слитка

590 X 590

500 X 500 ММ' массой З’5 т' прокатный двигатель типа МП-6250, 5520 кет, 60/120 об1мин,
Мн = 833 • 10’ ям; ./дВ = 65 тм2; = 9,5 тм2

Номер пропуска	Сечение слитка					Действительное отно- сительное удлинение	Катающий диаметр	Условное удлинение	Удельный рас- ход энергии, кет • ч/т		Момент прокатки, нм	Ускорение до прокатки			
	толщина, мм	ширина, мм	3  X к &	обжатне, мм	площадь сече- ния, м2				о  а	за пропуск		момент уско- рения, нм	скорость, об!мин	время, сек	-И*//!
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14	15	16
0	590	590	1,8		0,3	1		1,52	1,5						
1	545	590	1,8	45	0,286	1,05	0,86	1,6	1,67	0,17	585 • 103	420- 103	0—10	0,2	0,354 • 10»
2	500	590	1,85	45	0,273	1,1	0,86	1,67	1,83	0,16	527-Ю3	420 - 103	0—10	0,2	0,354 -10»
3	535	500	1,9	55	0,259	1,16	0,86	1,76	2,0	0,17	530 • 103	420- 103	0—10	0,2	0,354 • 10»
4	480	500	2,0	45	0,24	1,25	0,86	1,9	2,32	0,32	926  102	420 • 103	0—10	0,2	0,354-10»
5	445	485	2,1	55	0,218	1,377	0,86	2,09	2,7	0,38	1000-103	420 • 103	0—10	0,2	0,354-10"
6	390	490	2,4	45	0,192	1,56	0,86	2,37	3,2	0,5	1160- 103	420 • 103	0-10	0,2	0,354 • 10»
7	430	397	2,7	60	0,171	1,75	0,86	2,66	3,7	0,5	1030-103	420 • 103	0—15	0,3	0,531 • 10»
8	370	405	3,0	60	0,15	2,0	0,86	3,04	4,24	0,54	976 • 103	420 - 103	0—15	0,3	0,531 • 10»
9	350	377	3,4	55	0,132	2,27	0,86	3,44	4,77	0,53	843 • 103	420- 103	0—15	0,3	0,531  10»
10	295	385	3,95	55	0,1136	2,64	0,86	4,0	5,42	0,65	886 • 103	420 -103	0—15	0,3	0,531 • 10”
И	325	305	4,5	60	0,0991	3,02	0,84	4,58	6,0	0,58	678- 103	420 • 103	0—20	0,4	0,707-10»
12	275	315	5,2	50	0,0866	3,46	0,84	5,4	6,68	0,68	694 • 103	420 - 103	0—20	0,4	0,707 • 10“
13	260	285	6,05	55	0,074	4,05	0,64	6,15	7,22	0,54	470 - 103	420  103	0—20	0,4	0,707- 10»
14	205	295	7,45	55	0,0605	4,95	0,84	7,51	8,2	0,98	698 - 103	420 -103	0—20	0,4	0,707-10»
15	245	215	8,5	50	0,0526	5,7	0,81	8,65	8,95	0,75	448 - 103	420 -103	0—25	0,5	0,884-10»
16	195	225	10,25	50	0,0438	6,85	0,81	10,4	9,85	0,9	447 • 103	420 -103	0—25	0,5	0,884 • 10»
17	200	200	11,45	25	0,04	7,5	0,81	11,4	10,4	0,55	250 • 103	420- 103	0—25	0,5	0,884  10»
Номер пропуска	Ускорение с прокаткой			
	момент ускорения прокатки, нм	скорость, об!мин	время /2» сек	«2/<2
1	17	18	19	20
0				
1	1005 • 10»	10—25	0,3	3,03 • 10”
2	947 • 103	10—25	0,3	2.69.10”
3	950  103	10—25	0,3	2,71 • 10”
4	1346 • Ю3	10—25	0,3	5,43 • 10”
5	1420 - 103	10—25	0,3	6,06-10”
6	1580 • 103	10—25	0,3	7,50 • 10”
7	1450 - 103	15—37,5	0,45	9,47 • 10”
8	1386-103	15—37,5	0,45	8,79 • 10”
9	1263 • 103	15—37,5	0,45	7,2 • 10”
10	1306-103	15—37,5	0,45	7,68-10”
11	1098 • 103	20—50	0,6	7,25 - 10”
12	1114-103	20—50	0,6	7,46 • 10”
13	890 • Ю3	20—50	0,6	4,76-10”
14	1118-Ю3	20—60	0,8	10,0 - 10”
15	868 • Ю3	25—75	1,0	7,53 • 10”
16	867-103	25—75	1,0	7,51 • 10”
17	670 • 103	25—75	1,0	4,5 - 10”
				109,57.10”
Продолжение табл. 8-7

Прокатка с установившейся скоростью				Замедление с прокаткой			
•  момент прокатки, нм	скорость, об/мин	время сек		момент замедления и прокатки, нм	скорость, об/мин	время /4, сек	
21	22	23	24	25	26	27	28
615 • 103	25	1,215	4,6 • 10»	145- 103	25—10	0,25	0,053 • 10»
557 • 103	25	1,257	3,9-10»	87 -103	25—10	0,25	0,019-10»
560 • 103	25	1,303	4,09 • 10»	90-103	25—10	0,25	0,02 -10»
956 • 103	25	1,393	12,75 • 10»	486- 103	25—10	0,25	0,59 • 10»
1030 • 103	25	1,479	15,7-10»	560 - 103	25—10	0,25	0,79 • 10»
1190 - 103	25	1,745	24,75-10»	720 • 103	25—10	0,25	1,3-10»
1060  Ю3	37,5	1,024	11,5-10»	590 - 103	37,5—15	0,373	1,3-10»
1006 • 103	37,5	1,202	12,17-10»	536 -103	37;5—15	0,373	1,6-10»
873 - 103	37,5	1,439	10,98  10»	403- 103	37,5—15	0,373	0,61 - 10»
916-10®	37,5	1,764	14,8-10»	446- 103	37,5—15	0,373	0,74 -10»
708- 103	50	1,27	6,37 - 10»	238 • 103	50—20	0,5	0,283 • 10»
724 • 103	50	1,6	8,4 • 10»	254- 103	50—20	0,5	0,322 - 10»
500 - 103	50	1,98	4,95-10»	30 -103	50—20,	0,5	0,005 -10»
728 • 103	60	1,842	9,75 • 10»	258 -103	60—20	0,667	0,445 • 10»
478- 103	75	1,447  1,997	3,31 • 10»	8-103	75—25	0,833	0,001 -10»
477-103	75		4,55-10»	7-103	75—25	0,833	0,001 - 10"
280 • 103	75	2,933	2,3 • 10»	190 • 10»	75	0	0
		1	154,87 • 10»				7,54 • 10“
Номер	Замедление без прокатки		
пропуска .	момент замедления,	скорость,	время,
	нм	об/мин	сек
1	29	30	31
0			
1	-0,44 • 10е	10—0	0,167
2	-0,44 • 10е	10—0	0,167
3	-0,44 • 10е	10—0	0,167
4	—0,44 • 10е	10—0	0,167
5	-0,44 • 10е	10-0	0,167
6	—0,44 • 10е	10—0	0,167
7	—0,44 • 10°	15—0	0,25
8	—0,44 • 10е	15—0	0,25
9	—0,44 • 10’	15—0	0,25
10	—0,44 • 10е	15—0	0,25
И	—0,44 • 10’	20—0	0,333
12	—0,44 • 10’	20—0	0,333
13	—0,44 • 10’	20—0	0,333
14	—0,44  10’	20—0	0,333
15	—0,44 • 10’	25—0	0,417
16	—0,44.10’	25—0	0,417
17	—0,44  10’	75—0	1,25
			
Продолжение табл. 8-7

	Время, сек		
мЪ-	прокатки	паузы	цикла
32	33	34	35
0,324 • 10»	1,765	1,6	3,365
0,324  10“	1,807	1,6	3,407
0,324 • 10й	1,853	3,5	5,353
0,324 • 10“	1,943	1,6	3,543
0,324-10“	2,029	3,5	5,529
0,324- 10“	2,295	1,6	3,895
0,485-10“	1,847	3,5	5,347
0,485 - 10“	2,025	1,6	3,625
0,485 • 10“	2,262	3,5	5,762
0,485 • 10“	2,587	1,6	4,187
0,645 • 10“	2,37	3,5	5,87
0,645 • 10“	2,7	1,6	4,3
0,645 • 10“	3,08	3,5	6,58
0,645 -10“	3,309	1,6	4,909
0,81 • 10“	3,28	3,5	6,78
0,81 • 10“	3,83	1,6	5,43
2,43 • 10“	3,933	4,0	7,933
10,51 -10“	42,915	42,9	85,815
Время паузы между пропусками (время между выбросом слитка из валков
в предыдущем пропуске и захватом его в последующем) берется равным 1,6 сек,
если между этими пропусками нет кантовки слитка, и /пк = 3,6 сек, если между
пропусками происходит кантовка. Время паузы между слитками выбрано
равным 4 сек.

Время цикла прокатки в первом пропуске

гц = ^пр + <п = 1,765 4-1,6 = 3,365 сек.

Если прокатка производится на скоростях выше основной, то при опре-
делении среднеквадратичного момента действительный момент следует уве-

п, об/мин

НМ103М

Рис. 8-11. Расчет мощности прокатного двигателя блюминга. График
скорости и нагрузочная диаграмма

личивать в ----- раз, чем учитывается увеличение тока при ослаблении поля

яосн

двигателя.

Подобным способом выполняется расчет для всех остальных пропусков.

На основании расчетов на рис. 8-11 построены график скорости и нагру-
зочная диаграмма для первых пяти пропусков.

По данным табл. 8-7 определяется эквивалентный момент двигателя

„	/~0,9728  10*2 4- 10,957 • 10‘2 4- 15,487 • 10»2 4- 0,754 -1012 4- 1,051.1012

85,815 --------------- "---------—

= 584-103 км.

Таким образом, двигатель для заданной программы прокатки выбран со
значительным запасом по моменту.

§ 8-4. Составные части системы управления
реверсивными станами горячей прокатки

Для получения требуемого по условиям технологии диапазона
регулирования скорости в системах управления главным приводом
реверсивных станов горячей прокатки применяется двухзонное ре-
гулирование: регулирование изменением напряжения на якоре
двигателя и регулирование изменением потока двигателя. В соот-
ветствии с этим вся система управления приводом включает систему
управления напряжением на якоре двигателя и систему управле-
ния возбуждением двигателя.

При этом должна предусматриваться определенная последова-
тельность в работе указанных двух систем. Так, пуск двигателя
до повышенной скорости вначале должен происходить за счет роста
напряжения на его якоре, а затем за счет ослабления поля двига-
теля. Торможение с повышенной скорости до нуля должно про-
исходить вначале за счет усиления поля двигателя, а затем за счет
снижения напряжения на якоре. Таким образом, переходные про-
цессы в этих системах будут протекать неодновременно и независимо
друг от друга. В .связи с этим допустимо раздельное рассмотрение
переходных процессов системы управления напряжением генерато-
ров и системы управления возбуждением двигателя.

Наряду с указанными двумя основными частями в системе
управления главным приводом стана предусматривается узел ре-
гулирования тока якоря двигателя — регулятор тока, который
вступает в действие при превышении током заданного предела.

§ 8-5. Оптимальный закон изменения скорости
вращения двигателя при пуске

Переходный процесс, обеспечивающий требуемую производи-
тельность при наименьших потерях в двигателе, принято называть
оптимальным. Можно доказать [Л-30], что указанное требование

Рис. 8-12. Графики тока при разгоне двигателя:

1 — при параболическом изменении скорости двигателя; 2 —
при прямолинейном изменении скорости двигателя

выполняется при параболическом законе изменения скоростй вра-
щения двигателя, т. е. при прямолинейном изменении тока дви-
гателя (рис. 8-12, а, прямая /). Однако на практике обычно ориен-
тируются на прямолинейное изменение скорости, при котором ток
двигателя—величина постоянная (рис. 8-12, а, прямая 2).

Рассмотрим процесс пуска двигателя вхолостую для двух этих
случаев.

Ток и скорость вращения двигателя связаны между собой сле-
дующим уравнением:

(8-27)

или в относительных единицах

где

_ I _______ а> ______ I ________/к

‘“V	Т“ГХ; 1к-4;

7К —	; Ео = сеи0;

соо — угловая скорость вращения двигателя при идеальном
холостом ходе;

Т'м —	— электромеханическая постоянная привода;

— момент инерции;

Яо — сопротивление цепи якоря двигателя;

Ед	г

се=-«;. см = -г; Ед —э. д. с. двигателя.

Из (8-28) следует, что

(8-29)

О

гр	г/а

1	ак как V — -у-, то

ах

а —	(8-30)

о

где а — угловой путь в относительных единицах, отрабатываемый
двигателем и. характеризующий длину прокатанного за
время т металла.

Для треугольной формы кривой тока имеем следующие соотно-
шения:

Т	1м

I = 1м — 1Н 3"; кв
м Гп, ср. кв у 3>

=	=	(8-31)

а для прямоугольной формы кривой тока

Тп

1	— *'м>	''ср. кв = 1м>	~ ЧЛп» «п = 1мр (8-32)
В табл. 8-7 сведены результаты расчетов по уравнениям (8-31)
и (8-32).

Сравнительные расчеты проведены для трех вариантов:

1)	одинаковы 1ср.кв и тп; 2) одинаковы 1ср. кв и ап; 3) одинаковы
1ср. кв и '’м •

Таблица 8-8

Сравнение треугольного графика тока с прямоугольным

Все величины, соответствующие прямоугольному графику тока,
для наглядности взяты равными единице. Из данных табл. 8-8
видно, что при треугольном графике тока:

а)	во всех вариантах максимальное значение тока больше в
]ЛЗ раз;

б)	при одинаковом нагреве (1ср кв = пост) и одинаковом времени
разгона (тп = пост) угол отработки ап выше на 15,5%;

в)	при одинаковом нагреве (1ср. кв = пост) и одинаковом угле
отработки (ап = пост) время процесса меньше на 7,0%;

г)	при одинаковом нагреве (1ср кв = пост) и одинаковой скорости
(тм = пост), до которой разгоняется двигатель, время процесса
разгона больше, чем при прямоугольном.

При выборе графика тока необходимо иметь в виду следующее.

1.	Разгон двигателя до захвата металла валками происходит
вхолостую. В данном случае важно получить за одно и то же время
Не наибольший угол отработки, а наибольшую скорость вращения,
т. е. наименьшее время протекания процесса. Из табл. 8-8 видно,
что это условие удовлетворяется прямоугольным графиком тока.

2.	Вряд ли целесообразно проектировать схему, в которой обес-
печивается мгновенное нарастание тока и момента двигателя,
ибо это будет оказывать неблагоприятное влияние на механические
сочленения стана, к тому же получить мгновенное изменение тока
практически невозможно из-за наличия индуктивности в цепи
якоря двигателя. Если же ток в начальный момент изменяется не
мгновенно, то преимущество треугольного графика тока в сравне-
нии с трапецеидальным по углу отработки исчезает. Так, например,
для двух графиков тока рис. 8-12, б угол отработки будет одинаков.

По указанным причинам для главного привода реверсивных
станов будет более рациональным исходить не из треугольного
графика тока, а из прямоугольного (практически трапецеидаль-
ного).
§ В-8. Системы управления напряжением
прокатного двигателя

Рис. 8-13. Простая
система Г—Д

Для управления напряжением двигателя рабочих валков ревер-
сивного стана горячей прокатки обычно применяется система
генератор — двигатель (Г—Д). Лишь в последнее время
в отечественной практике при проектировании главных приводов
реверсивных станов стали предусматривать и применение системы
управляемый ртутный выпрямитель — дви-
гатель (УРВ—Д).

В начале развития электрического привода
реверсивных станов горячей прокатки применя-
лась преимущественно простая система
Г—Д, релейно-контакторная (рис. 8-13), управ-
ление которой производится воздействием на
цепь возбуждения генераторов. Пуск двигателя
в простой системе Г—Д осуществляется подклю-
чением на напряжение обмоток возбуждения
генераторов, соединенных между собой обычно
последовательно; регулирование скорости двига-
теля — изменением величины дополнительного
сопротивления цепи этих обмоток; торможение—
снятием напряжения с обмоток и подключением
их на разрядное сопротивление. Указанные пе-
реключения выполняются с помощью релейно-
контакторной аппаратуры.

К недостаткам простой системы Г—Д отно-
сится следующее.

1.	Наличие в большом количестве релейно-
контакторной аппаратуры больших габаритов (на
150 а). Эти контакторы увеличивают общее время
переходных процессов за счет собственного вре-
мени срабатывания, тем самым снижая произво-
дительность стана.

2.	Применение малонадежных и сложных в наладке вибрацион-
ных регуляторов тока.

3.	Относительно большие потери в цепи возбуждения генерато-
ров в связи с наличием дополнительных сопротивлений в этой
цепи.

Указанные недостатки простой системы Г—Д ограничивали
возможности повышения производительности стана, поэтому она
стала вытесняться, на смену ей пришли более совершенные системы
Г—Д с электромашинкой автоматикой. В таких системах питание
обмоток возбуждения генератора осуществляется от возбудителя,
обмотка возбуждения которого получает напряжение от электро-
машинного усилителя (ЭМУ) (рис. 8-17). Так как сигнал воздей-
ствия подается на обмотку возбуждения ЭМУ, то при этом полу-
чается кубичная система возбуждения генераторов, преимущество
которой в сравнении с простой системой заключается в том, что
цепь управления является цепью малых токов. Применяется при
этом малогабаритная аппаратура, имеющая очень небольшое соб-
ственное время срабатывания. Недостаток кубичной системы —
это относительно большое количество инерционных звеньев,- затруд-
няющее получение оптимального характера переходного процесса.

Прогрессивной системой является система Г—Д с питанием
обмоток возбуждения генераторов от управляемых ртутных выпря-
мителей УРВ, в которой количество инерционных звеньев в срав-
нении с кубичной системой уменьшается при сохранении малых
токов в цепи управления. В связи с этим удается получить весьма
благоприятный характер протекания переходных процессов пуска,
торможения и реверса двигателя, большое быстродействие при
регулировании напряжения и тока двигателя с достаточно высокой
точностью. Система Г—Д при питании обмоток возбуждения гене-
ратора от РВ находит все большее распространение в главных при-
водах реверсивных станов, вытесняя кубичные системы с электрома-
шинкой автоматикой.

Преимуществом системы УРВ—Д является весьма малая инер-
ционность, при которой возможно получение требуемого характера
протекания переходных процессов путем формирования маломощ-
ного задающего сигнала.

§ 8-7. Переходные процессы
до основной скорости

Производительность реверсивных станов горячей прокатки,
работающих с высокой частотой включения, в большой степени
зависит от характера протекания переходных процессов. При за-
медленном характере процессов средняя скорость прокатки, а сле-
довательно, и производительность будут заниженными.

Наименьшее время переходного процесса имеет место при пря-
моугольном графике тока, когда в течение всего времени процесса
ток двигателя равен допустимой по .условиям коммутации величине.

При разгоне двигателя вхолостую с постоянным значением тока
якоря действительно равенство

уу	.у,

ДИН*'О — * м	~ * м •

(8-33)

Отсюда время разгона двигателя до основной скорости соо:

= Та = Ти =	= Тм -Ьи,	(8-34)

1ДИН*'О	УДИН/'О	^дин

//?	I	Е

где Тм =77-7?; 1К = у2; /к —	—относительная и абсолютная

О'мС'п	‘ц	/ха

величины тока короткого за-
мыкания;
1дин = 4^; Лин ~ относительная и абсолютная величины дина-
мического тока;

р

Се —— коэффициент э. д. с. двигателя.

Если принять /дин равным предельному току по условиям ком-
мутации, то

Л.в.пр = Г	(8-35)

*пред

Время 1М. в. пр — это предельное минимально возможное время
разгона двигателя до основной скорости, которое не может быть
снижено за счет совершенствования схемы управления.

Для двигателя с параметрами Тм — 0,05 сек; 1к = 16 и 1пред =
= 2,5 это время

1„ в = 0,05 Л = 0,2 сек.

Время разгона зависит от величины динамической составляющей
тока. Обычно разгон двигателя реверсивного стана производится
ПРИ 1дин = 0,8 -г-1,0, что объясняется необходимостью произво-
дить захват металла и обжатие его при ускорении стана. В этом
случае (при /дин = пост) наименьшее время

4.. = Г.= 0,055^5 = 1,0-0.8^.

Если минимально возможное время больше требуемого, то един-
ственный путь снижения времени процесса — это уменьшение
электромеханической постоянной времени Ти.

Система управления возбуждением генераторов должна .быть
спроектирована так, чтобы время процесса не отличалось значи-
тельно от минимально возможного времени для заданной величины
динамической составляющей тока. Это может быть получено при
наибольшем приближении формы кривой тока к- прямоугольной.
Чем больше это приближение, тем более совершенна система управ-
ления.

Для выяснения возможностей той или иной системы управле-
ния необходимо исследование характера переходных процессов
системы.

Рассмотрим вначале переходные процессы разгона двигателя
в простой системе Г — Д.

Переходные процессы в простой системе Г — Д

В данном случае управляющий сигнал подается в цепь возбуж-
дения генератора (рис. 8-13). Если принять характеристику холо-
стого хода генератора прямолинейной и пренебречь действием вих-
ревых токов, то процесс изменения э. д. с. генератора при подклю-
чении обмотки возбуждения к задающему напряжению будет опи-
сываться уравнением

___<

аг = Е0(1- е Гг),	(8-36)

где Ео — установившаяся величина э. д. с.;

Гт =	— постоянная времени генератора;

-^вг

Ет, Явг — индуктивность и сопротивление цепи возбуждения ге-
нератора.

На рис. 8-14 представлена кривая 1, построенная по уравнению
(8-36). Известно, что в этом случае время процесса возбуждения
. волып

Рис. 8-14. Кривые э. д. с. генератора в простой
системе Г—Д:

1 — без форсировки; 2 — с форсировкой

равно примерно /0 = (3—4) Тг. Постоянная времени цепи возбуж-
дения генератора главного привода Тг = 2,5—3,5 сек, потребное
же время процесса пуска по условиям технологии /0 = 0,7 — 1 сек.
Таким образом, время процесса по кривой 1 значительно больше
ротребного.

Для снижения времени переходного процесса необходимо при-
менить форсировку процесса возбуждения генератора, что осуще-
ствляется за счет приложения к обмотке возбуждения повышен-
ного напряжения, которое в конце процесса снижается до номиналь-
ной величины.

В этом случае уравнение переходного процесса имеет вид

I

ег = а0Е0(1—е Гг),	(8-37)

где а0 =тг-*!— коэффициент форсировки;

^в.н

7В. ф — повышенное напряжение, приложенное к цепи воз-
буждения в переходном процессе;

7В. „ — номинальное напряжение цепи возбуждения, при
котором в установившемся режиме э. д. с. генера-
тора равна Ео.
Рис. 8-15. К учету насыще-
ния генератора

Следует отметить, что уравнение (8-37), полученное при условии
прямолинейности характеристики холостого хода генератора, может
быть использовано и при нелинейной характеристике. На рис. 8-15
представлена нелинейная характеристика генератора, номинальное
значение э. д. с. которой соответствует точке а криволинейной части
характеристики. Если к обмотке возбуждения генератора прило-
жить номинальное напряжение, то э. д. с. генератора в пределах
прямолинейной части характеристики
будет изменяться по закону

ег = Е01(1—е Ч (8-38)

где Ей = рЕ0, и =	— коэффициент

учета насыщения.

Следовательно,

ег = рЕ0(1 — е’гг). (8-39)

Таким образом, нелинейная характе-
ристика генератора обеспечивает полу-
чение некоторой форсировки с коэффи-
циентом, равным р.

Полный коэффициент форсировки а,
учитывающий одновременно влияние не-

линейности характеристики и повышения напряжения на обмотке
генератора:

а = ра0.	(8-40)

Кривая 2 (рис. 8-14) построена по уравнению (8-37). Из сравне-
ния кривых 1 и 2 видно, что время процесса возбуждения до номи-
нальной э. д. с. генератора уменьшилось благодаря применению
форсировки процесса.

Время процесса возбуждения до номинальной э. д. с. можно
получить из (8-37), если принять ег = Ео. Тогда после соответствую-
щих преобразований получим

/о^Т^п-^у,	(8-41)

где а — полный коэффициент форсировки.

В конце процесса возбуждения генератора производится сниже-
ние повышенного напряжения 1!в фдо номинальной величины 7/в „,
осуществляемое путем включения в цепь обмотки дополнительного
сопротивления, равного гв. доп = Кв.г («о — 1).

Уравнение для скорости вращения двигателя в процессе пуска
его вхолостую имеет вид

г т	——	т	——1

® = аи>0 р — Тг^ум 'е г? + Гг—Тм е Г"]’	(8'42)
где соо — скорость идеального холостого хода двигателя,
рад/сек;

Тк = 7-7^- — электромеханическая постоянная привода, сек;

— момент инерции;

До — сопротивление силовой цепи, ом;

С„ — у — коэффициент момента двигателя.

Для определения времени пуска двигателя до основной ско-
рости /0 воспользуемся уравнением (8-42), в котором возьмем со =
= соо и I = 10. При этом получим

___4)	_

(7г-7\)=7> т*-Т„е т«.	(8-43)

Для мощных электроприводов электромеханическая постоянная
времени Тм значительно меньше электромагнитной постоянной Тт,
поэтому второй член правой части равенства (8-43) к концу про-
цесса будет настолько малым, что им без ущерба для точности
можно пренебречь. Тогда

(8-44)
или

Учитывая, что при ТМ<^ТГ, а

^о^Тг1п(^т) + Тм = /Ог + Тм

т

,  получим

(8-45)

Таким образом, при указанном выше приближении время про-
цесса разгона двигателя до основной скорости больше времени
процесса возбуждения генератора на величину электромеханиче-
ской постоянной времени привода.

Уравнение для тока якоря двигателя в процессе пуска его вхо-
лостую имеет вид

_ с _2_

/ = а/к_Ьь—(е тг—е т«),	(8-46)

Г 1 м

где1к = 77 — ток короткого замыкания.
Ко

Кривая тока, построенная по уравнению (8-46), имеет максимум
(рис. 8-16), величина которого определяется согласно уравнению

(8-47)
Как видно из уравнения (8-47), величина максимума тока про-
порциональна коэффициенту форсировки, току короткого замы-

кания и зависит от соотношения постоянных времени.

Для уменьшения времени процесса пуска двигателя необходимо
увеличивать коэффициент форсировки. Однако с ростом этого коэф-
фициента пропорционально повышается максимум тока. При задан-

ном максимуме тока
сировки зависит от

Рис. 8-16. Кривая тока
якоря двигателя при пу-
ске в простой системе
Г-Д

^макс допустимое значение коэффициента фор-
т
соотношения постоянных времени Чем
* м

больше это соотношение, тем больше пот-
ребный коэффициент форсировки, а следо-
вательно, тем меньше время процесса. По
указанной причине для главных приводов
реверсивных станов целесообразно приме-
нять генераторы с относительно большой
постоянной времени Тт, а двигатели — с
относительно малой электромеханической
постоянной Тм. В этом случае большая ве-
личина соотношения -- позволяет выби-
' м

рать большие коэффициенты форсировки
при заданных значениях максимума тока
в переходном процессе.

Очень большие значения соотношения
т

(больше 50 -т- 60) нецелесообразны, так
* м

как они, требуя применения значительных коэффициентов форсиров-
ки, не обеспечивают существенного сокращения времени процесса.

Применяемые в главных приводах крупных обжимных станов
генераторы имеют постоянную времени Тт = 2,5—3 сек-, электро-

механическая же постоянная прокатных двигателей Ты =
— 0,04—0,05 сек, откуда у- =	~	— 60, т. е. соответст-

вует оптимальному соотношению. В простой системе Г — Д при
т

соотношении постоянных времени = 50—60 получается удо-
* м

влетворительный характер протекания процесса пуска. Однако
недостатки простой системы Г — Д привели к тому, что эта система

в главном приводе современных реверсивных станов не приме-
няется.

Переходные процессы в системе Г — Д
с кубичным возбуждением генератора

На смену простым системам Г — Д появились системы Г — Д
с кубичным возбуждением генераторов. Кубичные системы воз-
буждения генераторов главного привода стана являются системами
автоматического регулирования, поэтому они должны иметь высо-
кие коэффициенты усиления. А это связано с необходимостью при-
186
менения усилителей (электромашинных или магнитных). Из-за
небольшой мощности усилители не могут быть использованы для
непосредственного питания обмоток возбуждения генераторов, и
в рассматриваемых случаях они находят применение в качестве
подвозбудителя, питая обмотку воз-
буждения возбудителя генераторов.

В кубичной системе Г — Д задаю-
щий сигнал подается на цепь возбуж-
дения подвозбудителя (рис. 8-17). Для
форсирования процесса возбуждения
генератора к задающей обмотке при-
кладывается напряжение, в несколько
раз большее, чем это требуется в ус-
тановившемся режиме. В конце про-
цесса возбуждения генератора когда
у01/т станет равным (/ср, вступает в
действие обмотка отрицательной об-
ратной связи по напряжению, НС
которой действует встречно НС за-
дающей обмотки. Разность НС этих
рбмоток и определяет номинальное
значение э. д. с. генератора.

Рассмотрим  вначале переходный

процесс до отсечки форсировки, когда Рис 8.17 кубическая систе-
цепь обратной связи разомкнута. Если	ма г—Д

предполагать, что характеристики ге-

нератора, возбудителя и усилителя прямолинейны, индуктивность
силовой цепи равна нулю, ток статической нагрузки равен нулю,
И не учитывая действие вихревых токов, можем написать сле-

дующие уравнения:

а^зИ = *з₽з + Ь3§-;	(8-48)

	(8-49)
Р  ; п	। к	.  	 |,ВГГ'ВГ ‘ *^вг	5	(8-50)
ег = Се(о + г₽0;	(8-51)
• гу 			гр (1С^(а  - сесы Л “ 7 “ <11 ’	(8-52)

где 1/зн — номинальное напряжение на задающей обмотке под-
возбудителя;

13; /?3; Ьэ — ток, сопротивление и индуктивность цепи задающей
обмотки усилителя;

г'в; /?в; Ьв — то же цепи обмотки возбуждения возбудителя;

1ВГ; Р„г; Евг — т0 же Иепи возбуждения генератора;

еу; ев; ег — э. д. с. усилителя, возбудителя, генератора.
Умножаем уравнение (8-48) на /Су =	— коэффициент уси-

ления электромашинкою усилителя от действия задающей об-
мотки 1, уравнение (8-49) на Кв=^~- — коэффициент усиления
^в

возбудителя и уравнение (8-50) — на	вг —коэффициент

^ВГ

усиления генератора. Получим

<^3,ЛУ = ₽?>з +	(8-53)

еуКв = Рв*>в +	(8-54)

евКг = рг/вгщвг +	.	(8-55)

Здесь РУ = -----отношение, определяемое по характеристике хо-

лостого хода усилителя;

то же для возбудителя и генератора;

числа витков обмоток возбуждения усилителя,
возбудителя и генератора.

Учитывая, что Ру^ = еу; РЛшв = ев; РЛгшвг = ег;

^з __ у . в ___ Т '	__ у

7?з У’ Яв В’ /?«• ~ Г’

после соответствующих преобразований запишем:

мзвкуквкг = тутвтг^ +

+ (ТуТв + Ту + Тг + ТвТг)^ + (Ту + Тв + Тг)а-^ + ег. (8-56)

Общее решение уравнения (8-56) имеет вид:

ег = Ао + Лге ту + А2е гв _|_ Л3е т*.	(8-57)

Здесь, согласно (8-56), Ао = а.1)зкКуКвКв.

При нулевых начальных условиях постоянные интегрирования

““'У

Рв; Рвг -
 и>3; щв; гивг —

7^2

Л ________ У________

0 (Гу-7в)(7-у-7’г)

у-З

А° (Гв-Гу)В(Гв-Гг)
уа

д _____11___________

0 (Гг-Гу)(Гг-Гв)

(8-58)
После подстановки (8-58) в (8-57) напишем уравнение в относи-

тельных единицах

Г,	Ц	-г	т*

ег-а[1	(Гу-Гв)(7-у-Гг) е У	(Гв-Гу)(Гв-Гг)

Г? ^71

(Гг-ГуНГг —гв) е г |’

(8-59)

где ег= ; Ео = Ц’з.аКуКвК,.

Для определения времени возбуждения до произвольного значе-
ния /ог э. д. С; генератора в уравнении (8-59) заменим I на- 10т, пре-
небрежем вторым и третьим членами, как очень малыми. Тогда

та	^Ог

1___---------------г----- т

аЕ0 ^Тг-Ту)(Тг-Тв) е ’
откуда

/ =т 1пГ—_______________________1

Гог Г г 1П |^а _ ег (7г._ Гу) (Гг _ Гв) _| >
гдее,= 7т —относительная величина э. д. с. генератора.
Приближенное уравнение для этого случая имеет вид

(8-60)

(8-61)

/ог = Тт 1п (-4-) + Ту + Тв.	(8-62)

с-р/

Общее решение уравнения в относительных единицах для ско-
рости вращения имеет вид

— <	— I	— <	-<

V = Во + Вге гу 4- В2е + В3е Гг + В*е т« (8-63)

(0	_ ГП 1 /тч 1 ГП 1 ГП 1

где у=—, а /« = “; /в — —;	= /м =—

й	®о	у Р1	Рг г Р* м Рь

представляют собой обратные значения корней характеристичес-
кого уравнения

ТуТвТгТыр* + (1\ТвТт + ТВТГТЮ + ТтТыТу + ТыТуТв) р* +
+ (ТуТв + ТуТт + ТуТи + ТВТГ + твты 4- ТтТи) р^ +
+ (71у + 71в + 7’г + 7’м)р+1 = 0.	(8-64)

При нулевых начальных условиях постоянные интегрирования
В1г В3, В3, В± определяются из следующих уравнений:

В1 — Во

(8-65)

В3 — Во

в3 = -в0

р
У

В4 — — во

(7у-	Гв)(7у-Гг)(Гу- Т1	Тм)
(7’в-	ТуХ^-тмт,,- Т}	Та)
(Гг-	Гу)(Гг- Гв)(Гг- т*з 1 м	Г„)
(Ти-	Ту)(Тк-Тв)(Ти-	тг)
Так как

о а^зн^у

0	Се<00

(Ту—Тв) (Ту—Тг)(Ту—Тк) е у

Г»	_	Ц

(Тв - Ту) (Гв - Гг) (7В - Тм)е в (Гг - Ту) (Тг - Тв) (Тг - Т„)

п

(Ты—Ту) (Тм —Тв) (Т„—Тт)

(8-66)

Если в (8-66) положить / = /0; V = 1 и пренебречь вторым, тре-
тьим и пятым членами, как очень малыми при I =_/0, то получим

Откуда

или

_______________'г______________	р тг

\ (Гг - Гу) (Гг - Тв) (Тт - Ты) е

Г	П	а

1_ (7'г - Ту) (Гг - Тв) (Тг - Т„) ’ а - 1

/0 Тг 1п (^) + Ту + Тв + Т„

(8-67)

Из уравнения (8-67) следует, что время пуска двигателя до
основной скорости /0 больше времени возбуждения генератора,
соответствующего простой системе Г — Д [см. уравнение (8-41)1,
на сумму постоянных времени усилителя, возбудителя и двигателя.

Дифференцируя уравнение (8-66) и подставляя полученную
производную в уравнение для- тока в относительных единицах
Г = Т» ТГ ’ будем иметь

±=аТ г______________п____________+

1к М 1_ (Ту - Тв) (Ту - Тг) (Ту -Тм)е	ф

Т»	.	т*

л_____________!__________р‘в -4------------------------у-

+ (Тв - Ту) (Тв - Гг) (Тв -Т„) е	(Тг - Гу) (7Г - Тв) (Тт - Ты) А

Х е Г + (Гм-Гу)(Гм-Гв)(Гм-Гг) е М ..]•	(8‘68)

г,	I	4

Здесь 1 = т-; Ч = Л —относительные величины тока и тока
н Н	Е

короткого замыкания, равного /к =

Продифференцируем далее (8-68), приравняем производную
нулю и, отбросив первый и второй члены уравнения, решим его
относительно ^макс:

2.   ТТТВ  Тв (ТГ— Ту) (Тг Ти)	дд.

‘макс - Тт _ Тв Гг (Гв _ (Тв _ Тм).	^о-оу;
Уравнение для максимума тока получается из (8-68) после

подстановки в него I — 1КЛКВ.

Тг

1макс __ п ТаТв ГГг (Гв — Гу) (Гв Гм)1Гг — Гд
1К (Гв-Гу)(Гв-Ги) [_ГВ (Гг - Гу) (Гг - Гм)]

(8-70)

На рис. 8-18 построены кривые тока якоря двигателя для простой

(кривая /) и кубичной системы Г — Д (кривая 2). Из сравнения

кривых видно, что форма кривой тока
в системе Г — Д с кубичным возбуж-
дением генераторов менее удовлетво-
рительна, чем в  простой системе
Г — Д, из-за влияния инерционностей
возбудителя и усилителя.

Улучшение качества протекания
переходных процессов в сложных си-
стемах возбуждения генератора мож-
но получить, если тем или иным
способом снизить постоянные вре-
мени возбудителя и усилителя отно-

Рис. 8-18. Кривые тока якоря
двигателя:

1 — в простой системе Г-Д; 2 —
в кубической системе Г-Д

сительно постоянной времени генера-

> •	т

тора, т. е. снизить соотношения ~ и

т	г

к/. Уменьшение указанных соотно-
л г

шений постоянных времени можно осуществить путем применения
гибких и жестких обратных связей.

Гибкие обратные связи оказывают влияние на систему лишь в пе-

пеходных процессах; жесткие — как в переходных процессах, так
и в установившихся режимах. Поэтому более рационально для
указанных целей применять гибкие обратные связи. В свою оче-
редь с помощью этих же гибких связей устанавливается требуемый
характер протекания переходных процессов после отсечки фор-
сировки, т. е. после включения в систему жесткой отрицательной
обратной связи.

Гибкие обратные связи

Как правило, гибкие обратные связи применяются в виде отри-
цательных обратных связей, замедляющих протекание переходного
процесса. Это позволяет увеличить форсировку процесса, улучшить
качество его и при допустимых значениях максимума тока снизить
время процесса.

Целесообразно, чтобы при введении гибких обратных связей
порядок дифференциального уравнения не увеличивался и чтобы
характер переходного процесса оставался апериодическим. Эти
условия требуют, во-первых, использования идеальных гибких
обратных связей и, во-вторых, применения определенного коли-
чества обратных связей.
С целью рассмотрения этих вопросов возьмем систему управле-
ния с четырьмя инерционными звеньями, к которой относится и
кубичная система Г — Д. Для такой системы действительны харак-
теристические уравнения

ТуТвТгТ„р* + (ТуТвТг + ТВТГТМ +

+ Тутвты + ТгТмТу) р3 + (ТуТв + ТуТг + тут„ +

+ Твтг + твти + ттт„) р* + (Ту + Тв + Тт + Т„) р +1 = 0.

Корни уравнения вещественные, равные

_ 1. _ 1 . _ 1 . _ 1

Р1 —	-г	\ Р2	т 5	Рз Т 1	Р^ Т •

* у	* в	1 г	у м

Переходный процесс апериодический.

Количество гибких обратных связей определяется необходимо-
стью иметь свободный выбор эквивалентных постоянных времени.

Такой выбор достигается применением (п — 1) гибких обратных
связей, где п — порядок дифференциального уравнения.

Включим в систему три гибкие отрицательные обратные связи:
обратную связь по первой производной выходной величины (ско-
рости вращения двигателя), обратную связь по второй производ-
ной и обратную связь по третьей производной. В этом случае харак-
теристическое уравнение примет вид

ТуТвТ\Ткр* + (ТуТвТг 4- ТуТвТи + ТВТГТМ + ТгТмТу + 63К3) X
X Р3 + (ТУТВ + тутг + тутм + твтг + твтм +

+ ТГТ„ + 62К2) р* + (Ту + Тв + Тт + Т„ + Ь.Кг) Р 4- 1 = 0. (8-71)

Здесь ЬуКг — коэффициент, учитывающий действие гибкой об-
ратной связи по первой производной скорости; /?2К2 — то же по
второй производной скорости; 63К3 — то же по третьей производи
ной скорости.

Характер переходного процесса в системе с гибкими обратными
связями может быть колебательным, монотонным с комплексными
корнями и апериодическим. Все зависит от того, как выбраны коэф-
фициенты гибких обратных связей. Как видно из (8-71), коэффи-
циенты гибких обратных связей вошли во все члены уравнения,
за исключением первого и последнего. Лишь при этом условии
имеется возможность выбирать свободно эквивалентные постоян-
ные времени с сохранением апериодического характера переход-
ного процесса. Если коэффициенты гибких обратных связей выбраны
так, что апериодический характер процесса сохраняется, то харак-
теристическое уравнение (8-71) может быть заменено эквивалент-
ным:

тутвт'гткр14- (т;тх 4- тхт; 4- т',т'ыгу 4- тутът'м) ? 4-

4- (Тутв 4- ТУТ'Г 4- Тут'м 4- Т’ВТГ 4- ТВГН 4- КЛ) р* 4-
4-(Т;4-^в4-^4-П)р4-1 = 0.	(8-72)
Корни этого уравнения вещественные, равные рх =—

2у’

1	।	IV

р2 = — г; р3 — — уг; р4 = — 7-... Характер переходного про-
цесса апериодический.

По структуре характеристическое уравнение (8-72) соответст-
вует системе без гибких обратных связей с постоянными времени
Ту; ТЁ; ТЁ; Тй [см. уравнение (8-64)], поэтому для системы с гибкими
обратными связями будет действительно уравнение переходного
процесса (8-66), а также (8-67), в которых реальные постоянные
времени должны быть заменены эквивалентными.

Преимуществом системы с гибкими обратными связями является
возможность менять с помощью этих связей соотношения экви-
валентных постоянных времени в желаемую сторону. Для сниже-
ния времени переходного процесса необходимо, как это видно из
(8-67), уменьшить эквивалентные постоянные времени Ту; Тк\ Ты.
При этом Тг должно быть увеличено так, чтобы соблюдалось ра-
венство

ТуТвТгТы =	(8-73)

Такое изменение соотношения эквивалентных постоянных вре-
мени позволяет увеличить коэффициент форсировки с учетом допу-
стимого повышения максимума тока и получить сокращение времени
переходного процесса.

Обратную связь по первой производной скорости вращения
двигателя обычно получают с помощью обратной связи по дина-
мической составляющей тока двигателя, так как

1КО=ТМ^.	(8-74)

Обратная связь по второй производной от скорости может быть
получена или с помощью тока, так как

ас ~ 7 м ас •	(8-75)

или же с помощью обратной связи по производной э. д. с. генера-
тора, так как

ар^	асеи . асР^в ас^ш , л. а^свш

ас '=-аГ + ИГ=~аг+Т“~а^-	(8’76>

Как видно из (8-76), обратная связь по производной э. д. с. ге-
нератора создает, кроме обратной связи по второй, еще и обрат-
ную связь по первой производной скорости.

Обратная связь по третьей производной скорости может быть
получена или с помощью обратной связи по второй производной
тока, так как

=	(8-77)

г//2 м м* 9	х 7

7 В. П. Бычков

193
или же с помощью обратной связи по производной э. д. с. возбу-
дителя

Дг = йГ + 7 Г’7йг — ' г' И Мз" +

+ (ГГ-ЬТИ)^ + ^.	(8-78)

Из (8-78) видно, что обратная связь по производной э. д. с.
возбудителя создает, кроме обратной связи по третьей производ-
ной, еще обратную связь по первой и второй производной скорости.

Обратная связь по первой производной тока, осуществляемая
с помощью обратной связи по динамической составляющей тока,
охватывает все четыре инерционных звена, поэтому она оказывает
влияние на все четыре эквивалентных постоянных времени. При ее
отсутствии последнее звено—двигатель — остается не охваченным
обратной связью, вследствие чего остальные гибкие обратные
связи не в состоянии оказывать влияние на эквивалентную по-
стоянную времени Т„, т. е. при указанном условии Тй = Тм.
Вообще же говоря, нет особой необходимости в уменьшении по-
стоянной времени Тм, так как она в рассматриваемом случае и без
того очень мала сравнительно с постоянной времени генератора Тт.
Следовательно, и нет необходимости в применении обратной связи
по первой производной, получаемой с помощью обратной связи по
току. Ограничение же тока двигателя в момент захвата металла
валками при ускорении стана обычно производится обратной свя-
зью по току с отсечкой.

Сигнал, пропорциональный первой производной э. д. с. генера-
тора, получается при использовании динамического моста в цепи
возбуждения генератора, а сигнал, пропорциональный первой
производной э. д. с. возбудителя, — при использовании динами-
ческого моста в цепи возбуждения возбудителя. Включение этих
мостов показано на рис. 8-19. Указанные сигналы получаются
также и при использовании стабилизирующего трансформатора
или цепочки 7?С. Наиболее целесообразно применение динамиче-
ского моста, так как при этом гибкая обратная связь не вводит
в систему новую постоянную времени, т. е. не повышает порядок
уравнения.

Сопротивление плеч динамического моста в цепи возбуждения
генератора (рис. 8-19) выбирается с учетом равенства

гвг _ гвгл	(8-79)

^"пг Гпг1

где гвг — сопротивление обмотки возбуждения генератора;

гвгд — дополнительное сопротивление цепи возбуждения;
гпг; гпг1 — сопротивления плеч потенциометра.

При условии (8-79) напряжение на выходе динамического моста
в установившемся режиме равно нулю. В переходном процессе
возникает э. д. с. самоиндукции Д , которая и вызывает появ-
ление напряжения на выходе динамического моста

ВЫХ -- ^но«но'

Уравнение, связывающее между собой э. д. с. самоиндукции и
выходное напряжение, имеет вид

где Дн0 = гн0 + гнод — сопротивление цепи обмотки 2 усилителя
без учета сопротивления моста;

гио — сопротивление этой обмотки.

Учитывая, что Д. —1	и принимая э. д. с. генератора

за выходную величину моста (ег = Д11Х), получим уравнение пере-
даточной функции

где р — символ дифференцирования.

Уравнение передаточной функции динамического моста в цепи
возбуждения возбудителя выводится аналогично. Оно будет иметь
вид

Здесь гв — сопротивление обмотки возбуждения возбуди-
теля;

гвд — дополнительное сопротивление цепи этой об-
мотки;

гпв — сопротивление плеча потенциометра;

₽в0 — гво + гвод — сопротивление цепи обмотки 4 усилителя без
учета сопротивления динамического моста;

гв0 — сопротивление этой обмотки.

Переходные процессы в системах
с гибкими обратными связями

На рис. 8-19 представлена кубичная система Г — Д с друмя
обычно применяемыми гибкими обратными связями: по производ-
ной э. д. с. генератора и по производной э. д. с. возбудителя. Для
такой системы на рис. 8-20 представлена блок-схема. Исходное
уравнение для блок-схемы (рис. 8-20) имеет вид

[а^зн«3 —	— ТвКворев] КВКГ = (1 + Гур) X

X (1 + Твр) (1 + Тгр) (1 + 7» Сео>.	(8-83)

Рис. 8-20. Блок-схема кубичной
системы Г—Д с гибкими обратны-
ми связями до отсечки форсировки
Здесь

КВОКГ-

км =

Ру^но

РуИ’во

(8-84)

(8-85)

и»ио — число витков обмотки 2;

и)по — то же обмотки 4.

Учитывая, что евКг = (1 + Ттр) (1 4 Твр) Сесо; е, = (1 4
+ Тмр) Сеа>, после соответствующих преобразований получим

«^зЛзК.Лг = { ТуТвТг7>‘ + [Ту7вТг 4 ТеТкТу +

+ ТнТуТ„ + ТвТтТ„ (1 4 КВОКЕ)] р* +

+ [Ту7\ + ТуТг + ТуТи + ТГТМ (1 + кноквкг) +

+ тв(тг + гм) (1+Щр2 +

+ [Ту + П + Тв (1 + КВОКВ) 4 П (1 + КнЛЛг)] р 4 1} се®. (8-86)
Этому случаю соответствует характеристическое уравнение

тутвтгтыР* + [Тутвтг + ТгТ„Ту + ТиТуТв + ТкТтТм X

X (И- КМ р3 + [тутЕ + тут, + тутм + пп X
х (1 + КМКГ) + тв (Тт + Тм) (1 + КМ] Р2 +
+ [Ту 4 П + Тв (1 + КМ 4- Т.. (1 4 КН<ЛЛГ)] р 4 1 = о. (8-87)

Если исходить из условия сохранения апериодического харак-
тера переходного процесса, то уравнение (8-87) может быть заме-
нено эквивалентным:

Т'уТвППр* 4 (Т'УПП + Т'тТыТу + ТМТУП + КПП) р3 +

+ (Гутв + тут'г + туп + Лт; + кт, + тм р2 +

+ (т; + т; + т; + тм)р + 1 =0,	(8-88)

где Тй = Тм, так как обратная связь по току, охватывающая все
инерционные звенья, отсутствует.

Уравнения (8-87) и (8-88) тождественны. Следовательно, их
члены должны быть соответственно равны друг другу.

Учитывая, что Т'к == Тм, запишем

ТУТВТГ = ТуТвТр,	(8-89)

КТУ + ТУТВ + ПТ' = ТгТу + ТуТв 4 ТКТ, (1 4 КМ', (8-90)
К 4 П 4 П = Ту 4 Тв (1 4КЛ) + Тг (1 4 КМК,У, (8-91)

откуда

„ _ К ту 4 ту Тв + КТ'Г- (Тт Ту 4 ту тв 4 ТВ гг)
ВО ** В	Т 'Г

1 в1 г
и

к к к . у;+г;+г; - [ту 4 тв (14 км + гг]

Аво^В^Г	У'

(8-92)

(8-93)
С помощью уравнений (8-92) и (8-93) по выбранным эквивалент-
ным постоянным времени Ту; Тв; Т’г определяются потребные коэф-
фициенты гибких обратных связей КВОКВ и /СНОКВ/СГ, а затем, поль-
зуясь (8-84) 1Г (8-85), рассчитывают параметры цепей обмоток уси-
лителя и динамических мостов.

При выборе эквивалентных постоянных времени рекомендуется
брать соотношение

^ = 50 4-60.

Величины же Т'в и Ту следует выбирать так, чтобы они мало

Т'

отличались друг от друга, беря соотношение -=Д = 1,05—1,1. Если
7 у

указанные соотношения эквивалентных постоянных уже известны,
то эквивалентная постоянная времени возбудителя определяется
как

(8-94)

где а0 = ТуТвТт.

При построении кривых скорости и тока при пуске двигателя
в системе с четырьмя инерционными звеньями и двумя гибкими
связями можно пользоваться уравнениями, выведенными для си-
стемы без гибких обратных связей, т. е. уравнениями (8-66), (8-68),
а также (8-67) и (8-70).

Пример 8-2. Система Г—Д с кубичным возбуждением генератора имеет
следующие данные: Тг = 2,5 сек; Тв = 0,5 сек; Ту = 0,2 сек; Тм = 0,05 сек.
Сопротивление обмотки возбуждения генератора гвг = 0,07 ом; сопротивление
обмотки возбуждения возбудителя гв = 2 ома; коэффициент усиления возбу-
дителя Кв = 5; сопротивление обмоток усилителя гно = гв0 = 46 ом; число
витков этих обмоток и>но = щв0 = 460; Ру =-^- = 4; ток короткого замыкания
4 = 16/н.	вИ,у

Определить коэффициент форсировки и время процесса возбуждения ге-
нератора, если максимум тока при пуске двигателя вхолостую /макс = 0,8/н.

Определить коэффициенты усиления гибких обратных связей, рассчитать
сопротивления динамических мостов и цепей обратных связей при заданном
г	тв

соотношении эквивалентных постоянных времени =- = 60; =-=1,1.

7в	•'у

Определить коэффициент форсировки и время процесса возбуждения ге-
нератора при наличии гибких обратных связей.

Решение. Коэффициент форсировки для схемы без гибких обратных
связей (8-70):

„ _ 4акс (Гв - Ту) (Тв - Т„) ГТВ (Гг - Ту) (Гг -	_

4 ' Тмтв \.Тг(Тв-Ту)(Тв-Тм)] г в

2,5

_ 0,8/н 0,3 - 0,45 ГО,5  2,3  2,451 2 _ „
16/н 0,05 • 0,5 [ 2,5  0,3 • 0,45] ~
Время процесса возбуждения генератора в схеме без гибких обратных связей
п	ЗЯ?

«ОГ = тг 1п ---г 4- Тв + 7у = 2,5 1п + 0,5 + 0,2 = 0,76 + 0,7 = 1,46 сек.

Эквивалентная постоянная времени возбудителя (8-94)

Выбираем Т' = 0,15 сек.
Тогда

,	ГгГвГу о,25	1П

г	ТвТу	0,166-0,15	° СеК‘

Коэффициент гибкой обратной связи по производной э. д. с. возбудителя
(8-92)

г;7у+г'г; + гх-(ггту + гугв + гвгг)
7<в<Жв = ----------------------------—------------ =

10-0,15+ 0,15-0,166+ 0,166-10 —(2,5-0,2+ 0,2 0,5+ 0,5-2,5)	, п.о

“	0,5-2,5	- 1,068.

Коэффициент усиления цепи гибкой обратной связи по производной э. д. с.
генератора (8-93)

„ т, ту + Т* + К-[ТУ + ТВ(\ + КВОКВ) + ТГ]

АноАг —	Т К ‘

= °>15 + 0366 + 10,0 — [0,2 + 0,5 (1 + 1,068) + 2,5} = $$

2,5 • 5

Параметры динамического моста и цепи гибкой обратной связи по производ-
ной э. д. с. возбудителя определяются следующим образом: задаются отноше-
нием -^51 = 0,3; выбирают дополнительное сопротивление цепи обмотки .4, а
также иВобмотки 2 усилителя гвод = гнод = 150 ом, исходя из необходимости
ограничения тока этих обмоток и получения возможности регулирования коэф-
фициента усиления гибких обратных связей.

Полное сопротивление цепи обмотки 4

7?в0 = Гво + гвод = 46 + 150 = 196 ом.

Сопротивление левого нижнего плеча моста (8-85)

1 +Г^-

_ Ру^во г> гв _ 4 - 460

~ КВОКВ в° гвд Гв 1,068
гв

196 -	— 2 = 870 ом.

О,о

Сопротивление правого нижнего плеча моста

Гпв1 = '•пв Vй = 870 - 0,3 = 251 ом.

Параметры динамического моста и цепи гибкой обратной связи по произ-
водной э. д. с. генератора определяются аналогично.

Задаемся

= 0,1; /?но = Гно + г иод = 196 ОМ.
Сопротивление левого нижнего плеча моста (8-84)

1 I вгд

Г"Г =	- *н°	-Гвг = те- “196 тгг ~ °’07 = 1344 ом-

АноКг	'вгд	0,0/0	0,1

г вг

Сопротивление правого нижнего плеча моста

Гпг1 = гпг = 1344  0,1 = 134,4 ом.

^ВГ

Коэффициент форсировки для схемы с гибкими обратными связями

_ /„зкс <Гв -	Гв (Гг - ТУ> (К -

/к ' КТМ [гт(т;-т;)^-т^\т
_0,8/н 0,016-0,116 Г0,166  9,85 • 9,951 ю _!р 166 _
~ 16/н ' 0,166-0,05 [ 10-0,016-0,116 ]	’ “

16-876^ 10,85.

0,166

Время процесса возбуждения генератора в схеме с гибкими обратными
связями

(« \	10

-----г + г; + Т' = 10 1п ^-+0,166 + 0,15 = 1,286 сек.

IX '	1 /	У	У,ОО

Переходные процессы после отсечки форсировки

Изучение переходных процессов после отсечки форсировки осо-
бенно важно для определения характера изменения напряжения
генератора. Жесткая отрицательная обратная связь по напряже-
нию генератора, включаемая в конце процесса форсировки воз-
буждения, при некоторых условиях способна вызывать колебатель-
ный характер переходного процесса. В этом случае возможно пре-
вышение напряжения генератора допустимого значения и в не-
благоприятном случае возникает опасность образования кругового
огня по коллектору. Это имеет особое значение для электрических
машин предельной мощности, каковыми являются генераторы и
двигатели главного привода реверсивных станов горячей прокатки.

В задачу исследования переходных процессов после отсечки
форсировки должно входить выяснение влияния отдельных фак-
торов на величину перерегулирования напряжения и выбор пара-
метров схемы. Когда напряжение генератора достигнет значения,
при котором начинает вступать в действие жесткая отрицательная
обратная связь по напряжению генератора, переходной процесс
изменит свой прежний характер. Для определения характера
процесса после отсечки необходимо составить новое уравнение,
учитывающее действия гибких и жесткой обратных связей и нену-
левые начальные условия.
Исходное уравнение для блок-схемы (рис. 8-21) имеет вид

[<« — Т тКворег — ТвКворев — (у06/ — 57ср) К„] КВКГ =
= (1 + Тур) (1 + Твр) (1 + Тгр) (1 + Т„р) Се®. (8-95)

Учитывая, что ег = 57,. + Хг/?0; 1%0 = (ег, и принимая
приближенно 5/г = ег, после соответствующих преобразований в

(8-95) получим

аизвк3квкт +	=

= {ТуТвТтр° + [ТуТв + ТуТт +
+ ТВТГ (1 + КВОКВ)] Р2 + [Гу +
+ гв(1 + квокв) + гг(1 +

+ Кно/<Лг)]р+1 +

+ ?оК.ЛЛЖ- (8-96)

Здесь у о ==	— отношение со-

^пг
противления
плеча потен-
циометра гене-
ратора к пол-
ному сопротив-
лению потен-
циометра;

= -тт5- — коэффициент

усиления уси-
лителя от дей-
ствия обмотки
жесткой обрат-
ной связи;

Кн = г н+ г ни +

г11Г (1 — уо) — сопротивление
цепи обмотки

Рис. 8-21. Блок-схема кубичной си
стемы Г—Д с гибкими обратными свя-
зями после отсечки форсировки

жесткой обратной связи с учетом сопротивления потенциометра

и дополнительного сопротивления гнд.

Из уравнения (8-96) следует, что установившееся значение э. д. с.

генератора

аЦзнК3КвКг + ^КВКВКГ
1+Уо^/Сг

(8-97)

Кроме того, при отсутствии жесткой обратной связи и форси-
ровки, напряжение Изв, приложенное к задающей обмотке, опре-
деляет э. д. с. генератора в установившемся режиме, т. е.

= Ей.

(8-98)
Начало отсечки форсировки имеет место при

То^г.о = ^сР.	(8-99)

где Ц.. о — напряжение генератора в момент отсечки форсировки.

Из последних трех уравнений получаем
а + То^г
и 1 +

Здесь ыг (0) =	— относительная величина напряжения гене-

ратора в момент отсечки форсировки.

Решив уравнение (8-100) относительно коэффициента цепи об-
ратной связи по напряжению у0КнКвКг, напишем

=	(8-101)

Из уравнения (8-101) видно, что этот коэффициент зависит от
коэффициента форсировки а и напряжения генератора в момент
отсечки. Чем выше коэффициент форсировки и чем больше напря-
жение генератора, при котором начинается отсечка форсировки,
тем выше должен быть коэффициент усиления обратной связи по
напряжению. Большие значения напряжения отсечки форсировки
брать не рекомендуется, так как при этом после отсечки форси-
ровки возможно перерегулирование напряжения генератора выше
допустимого предела. Обычно на практике напряжение отсечки
выбирается в пределах иг (0) = 0,7	0,85.

Если корни характеристического уравнения комплексные, то
решение уравнения (8-96) в относительных единицах имеет вид

где

ит = 1 + В±е р11 + еа{ (В2 81П Ы + В3 со8 Ы),	(8-102)

_	[1_Кг(0)](а’ + ^)-2а«;(0)-«г'(0)

1

(8-103)

[1 — иг (0)] (а2 — 62 — ар1)р1 — (а2 _ г>2 —р1) и' (0) — (а —Р1) и" (0)
*[(Л-в)2 + *2]	;

(8-104)

П — Иг (0)] (2й — А) А — 2аи; (0) —	(0)

=-----------[(^-а)^^--------------•	(8-Ю5)

Здесь	рх — вещественный корень;

а и Ь — вещественная и мнимая части комплексных
корней характеристического уравнения;

иг (0); ит (0); ив (0) — начальные значения напряжения и его пер-
вой и второй производных.

Для построения кривой напряжения генератора по уравнению
(8-102) необходимо предварительно определить начальные значе-
ния первой и второй производных иг (0) и и” (0), которые находятся
202
Йо кривой переходного процесса до отсечки форсировки. При боль-
ших коэффициентах форсировки, когда напряжение генератора
изменяется по закону, близкому к прямолинейному, можно при-
ближенно считать, что

«ДО)^^, а и" (0)^0.	(8-106)

Время максимума перерегулирования определяется из равенства

△^макс = у агс!§ аВ^ + ьв^ ,	(8-107)

а величина максимума перерегулирования

△«макс = - Ъ а^ЬВа 6	"" С°8	<84 08>

Уравнением (8-108) модою воспользоваться для определения
максимальной величины перерегулирования без построения кривой
переходного процесса.

На рис. 8-22 представлены кривые напряжения генератора в
процессе возбуждения его до и после отсечки форсировки при раз-

Т'

ных соотношениях эквивалентных постоянных времени полу-

* в

чаемых за счет введения гибких обратных связей. Кривые построены
при одном и том же максимуме тока /макс = 0,8 /н и одном и том
же напряжении генератора в момент отсечки иг (0) — 0,75.

Из сравнения кривых видно, что величина перерегулирования
имеет очень большое значение при отсутствии гибких обратных
связей (кривая 1, ^иыакс = 0,26), хотя коэффициент форсировки и
коэффициент усиления жесткой отрицательной обратной связи
имеют относительно малые значения (а = 3,82; у0КаКвКг = 11,28).

Т'

С увеличением соотношения при условии /макс = сопз!, ин-
* в

тенсивность процесса возбуждения генератора до отсечки форси-
ровки повышается. Это объясняется следующим. Увеличение соот-
Т'

ношения достигается путем усиления действия гибких обрат-
* в

ных связей, которые вызывают замедление протекания переходных
процессов и снижение величины максимума тока. Для убыстрения
процесса следует соответственно повысить коэффициент форсировки
до такой величины, при которой максимум тока сохранит свое
прежнее значение. В этом случае повышенное напряжение на за-
дающей обмотке ЭМУ не только компенсирует замедляющее дей-
ствие гибких обратных связей, но и повышает несколько интенсив-

Т'

ность процесса. В области больших значений „у разница в дейст-
виях увеличенной формировки и усиленных гибких обратных свя-
203
зей невелика, поэтому нецелесообразно увеличивать соотношение
Г

за счет усиления гибких обратных связей выше некоторого пре-
1 в

дела.

На переходной процесс после отсечки, как видно из сравнения
кривых (рис. 8-22), гибкие обратные связи действуют в сторону
снижения величины перерегулирования. Таким образом, с помо-
щью гибких обратных связей улучшается переходной процесс как
до, так и после отсечки форсировки.

Рис. 8-22. Кривые э.д.с.генератора в процессе возбуждения до и
после отсечки форсировки при разных соотношениях постоянных
времени

Исследование работы системы с помощью аналитических урав-
нений неточно, так как при этом не учитываются нелинейности
характеристик электрических машин. Однако лишь при использо-
вании аналитических уравнений представляется возможным вы-
яснить качественное влияние отдельных параметров системы и раз-
личных обратных связей на характер протекания переходных
процессов и представить себе физическую картину этих процессов.
Кроме того, методика расчета параметров динамических мостов и
коэффициентов гибких обратных связей, полученная на основе
аналитических уравнений, может быть использована для реальных
систем управления с нелинейными характеристиками электриче-
ских машин.

Пример 8-3. По данным примера 8-2 построить кривую цг = /(/) после
отсечки форсировки при наличии гибких обратных связей. Взять напряжение
отсечки пг(0) = 0,75; принять
Решен и е. Время отсечки

/отс = Мп Г___-___________________—1 -

[« — МО) (К-Ту)(Л-т*)

= 10 1п ( 10,85 — 0,75 ' 9,85 • 9,834 ) = 10 1п 1,107 = 1,016 СеК'

Коэффициенты характеристического уравнения

Ту тё + гу тг + Ктг 0,15 • 0,166 + 0,15 • 10 + 0,166 • 10

О1~ Ту1'Л ~	0,25	-

_	_ о,15+о,1бб + ю _

2 т'лл о.25	’ ’

1+Т<ЛнКвКг	а—1	_	10,85-1

°3~ 1'ЛЛ [1-иг(0)1 ТуТ*Г* (1 — 0,75) • 0,25	*'

Характеристическое уравнение

р3 + 12,74р2 + 41,264/> + 157,7 = 0.

Корни характеристического уравнения

р± = — 10,21; />2;3 = — 1,265 ± ] 3,724; (а = 1,265; Ь = 3,724).

Постоянные уравнения переходного процесса

о [ 1 - «г (0)1 (а3 + Ь3) - Чаи* (0) - и? (0)

(р±-а)3 + Ь3

0,25(1,2652 +3.7242) — 2.1,265- 1

(10,21 — 1,265)2 + 3,7242	’ ’

[ 1 — «г (0)] («а — Ь3 — ар±) р1 — (а3 — Ь3— р3) и* (0) — (а — л) и" (0) __

В2~	1>[(р1-а)3 + ^3]	“

0,25 (1,2652 — 3,7242 _ 1,265 • 10,21) 10,21 — (1,2652 — 3,7242 — 10,212) _ п

3,724 [(10,21 — 1,265)2 + 3,7242]	“

[ 1 — ит (0) ] (2о —рг)р1 — Чаи* (0) —	(0)

3--	(р^ау + Ь3

_ 0,25 (2,53 — 10,21) 10,21 — 2,53 _

“	(10,21 — 1,265)2 + 3,7242	—	0,23Ь'

Уравнение переходного процесса

и* = 1 — 0,014“ 10-2|/ + (0,15 мп 3,724/ — 0,236 сов 3,724/)“ 1да.

По данному уравнению на рис. 8-23 построена кривая переходного про-
цесса .

Время максимума перерегулирования

.	1 ^ЬВъ — аВ^

Д^акс - у агс<е аВ^ + ьв^ -

1	+ 3,724-0,15 + 1,265-0,236

~ 3,724 аГС1ё 1,265-0,15 — 3,724-0,236 ~ 0,62 СеК'
Величина максимума перерегулирования

= — 3,724

— аМ 1	,

е м соз Ь А=

1-265 • °-62 соз (3,724 • 0,62) = 0,1295.

- А В1 + В1
л “макс -	0 <2Д2 + ЬВ3

0,152 + 0,2362
1,265-0,15 — 3,724 • 0,236 3

Рис. 8-23. Кривая переходного процесса в ку-
бичной системе Г—Д после отсечки форсиров-
ки при наличии гибких обратных связей

Таким образом, при заданных параметрах величина перерегулирования
составляет примерно 13%.

§ 8-8. Управление возбуждением двигателей
реверсивных станов

Оптимальные законы разгона и торможения
двигателя на скоростях выше основной

Условия получения минимального времени переходного про-
цесса, связанного с изменением магнитного потока двигателя, от-
личны от оптимальных условий переходных процессов, связанных
с изменением напряжения на якоре двигателя. Различие заклю-
чается в том, что при полном потоке перегрузочная способность
двигателя’ максимальна и она не зависит от скорости вращения;
с ослаблением же потока перегрузочная способность уменьшается.
Так, например, у двигателя МП-24-7000, 5150 кет, 50/120 об/мин
с ослаблением поля перегрузочная способность по току снижается
по прямолинейному закону с 2,5 /н до 1, 95/н (рис. 8-3, а). Так как
„	л, Фи

на максимальной скорости у этого двигателя поток Фосл =	>

а /доп = 1,95/н, то допустимая перегрузка по моменту

мдоп = КнФосЛоп = Км	• 1.95 /н =	^Фн/н = 0,81 Мн.

Это означает, что если прокатка металла происходит на макси-
мальной скорости, то статический момент не должен превышать
0,81 МИ.
На основании указанного для определения оптимальных усло-
вий протекания переходных процессов при скоростях выше основ-
ной необходимо учесть изменение перегрузочной способности дви-
гателя и принять во внимание, что ток при постоянном статическом
моменте меняется в зависимости от степени ослабления поля дви-
гателя.

Для определения оптимальных условий протекания процесса
разгона двигателя при ослаблении его поля используются следую-
щие уравнения [Л-31].

ЕГО = ^Ф® + /Д0;	(8-109)

М =	=	+	(8-110)

г=Л/н-^<о.	(8-111)

Уравнение	(8-111) учитывает прямолинейную	зависимость пре-
дельного тока	двигателя от степени ослабления	поля.	В этом урав-

нении

А = 1макс + 1^с-^кс.о .	(8-1 12)

умакс 1

р___ ^макс 1макс.о	/о 11 о\

где 1иакс =	— относительная величина максимально допу-

* II

стимого тока двигателя при полном потоке;

и — то же при ослабленном потоке;
макс, о	г	'

'’макс — Имау- — скорость вращения двигателя в относительных
(0О

единицах при ослабленном поле.

Если пренебречь величиной по сравнению с э. д. с. двига-
теля, то уравнение (8-109) может быть записано в следующем виде:

Дго = КеФсо.	(8-114)

Принимая во внимание, что Ег0 = сопз!, после дифференциро-
вания (8-114) получим

<7(0 ___ СО	ЙФ

М	Ф	сП '

(8-115)

В результате соответствующих преобразований в (8-110), (8-111)
и (8-115) будем иметь

КкА1кФ = Мс + В^--^Км--^^-с^.	(8-116)

Учитывая далее, что Его = /КДО = КеФни0; Тм =	сек,

запишем

Гм1к^=(Рс + В)<р2-Лф«,	(8-117)
где рс = др — относительная величина статического момента;

Фн

Ф = $-----поток двигателя в относительных единицах;

гк = ~ — ток короткого замыкания в относительных едини-
цах.

Из (8-117) следует, что

ч>

I = т । V____________________

м к} (Рс + 5)<Р2-Л<рз •

(8-118)

Решение этого уравнения имеет вид:

I = Ллк [/мак1~^51п /^-кс Д Ис)\---------(8-119)

к1(м-с + #)2 Иф — в — Нс) Нс+# \ф Л 4	’

Для процесса торможения двигателя при усилении его поля
справедливы равенства:

Его = КеФ®+»/?о;	(8-120)

/<мф/ = Л1с + /^-;	(8-121)

1 = -Л/н + ^5ю..	(8-122)

После соответствующих преобразований получаем

7;лк^ = (рс-В)ф2 + Лф3,	(8-123)

откуда
<р

/ = Тм1к 5 Ф2[(Нс-5) + ЛфГ	(8-124)

%сл

Окончательно имеем

/ _ Т 1 Г А 1п (Ч™ Ис — Д + Лф ) ,	1 И______

МК1(Рс-Я)2 ^Ф >с-В-ЧсЛЯ-|Иф Фосл /]’

(8-125)

где ср0СЛ — ослабленное начальное значение потока двигателя.

По уравнению (8-119) построена оптимальная кривая процесса
ослабления поля (рис.,8-24), а по уравнению (8-125) — оптимальная
кривая процесса усиления поля (рис. 8-25). Из кривых, изображен-
ных на рис. 8-24 и 8-25, видно, что характерным для оптимального
процесса разгона двигателя выше основной скорости является
большая интенсивность ослабления поля в начале процесса и за-
медленный процесс в конце, для оптимального же процесса торможе-
ния — наоборот.

В целях более полного использования двигателя по току целе-
сообразно, чтобы система управления обеспечивала возможно
большее приближение характера изменения потока двигателя к оп-
тимальному. На практике применяются различные варианты систем
управления. Наибольшее распространение имеют кубичные системы
с электромашинным возбудителем и электромашинным или маг-
нитным усилителем. Встречаются также квадратичные системы
с трехобмоточным возбудителем. В последнее время начали приме-
нять ионное, а также тиристорное возбуждение, позволяющее
получить наибольшее приближение процессов к оптимальным.

Рис. 8-24. Оптимальная кривая про-
цесса ослабления поля двигателя

Рис. 8-25. Оптимальная кривая про-
цесса усиления поля двигателя

Процессы ослабления и усиления поля двигателя должны про-
текать с форсировкой. В связи с этим во всех системах управления
предусматривается отрицательная обратная связь по току возбу-
ждения двигателя, с помощью которой осуществляется снятие фор-
сировки в конце процесса, и нелинейные элементы, используемые
для управления обратной связью по току возбуждения. В некото-
рых системах предусматривается положительная обратная связь
по току возбуждения двигателя, обеспечивающая, в соответствии
с оптимальным режимом, увеличение форсировки в конечной ста-
дии процесса усиления поля.

Системы управления возбуждением двигателя
реверсивного стана

На рис. 8-26 представлена система управления возбуждением
двигателя реверсивного стана, имеющая широкое распространение.
В этой системе применены возбудитель ВД и подвозбудитель —
электромашинный усилитель УД. На схеме показаны две обмотки
усилителя УД: обмотка УДЗО, являющаяся одновременно задаю-
щей обмоткой и обмоткой отрицательной обратной связи по току
возбуждения, и обмотка независимого питания УДН. Токовая
обмотка усилителя, включенная в схему регулятора тока, на
рис. 8-26 не показана.
Обмотка УДЗО включается на разность двух напряжений: за-
дающего СТ'зал, снимаемого с правого плеча потенциометра ПЗ, и
напряжения (7ВД, пропорционального току возбуждения двигателя,
снимаемого с дополнительного сопротивления гвд цепи обмотки
возбуждения двигателя. Обмотка УДН подключается на не-
изменное напряжение сети. В установившемся режиме об-
мотки действуют встречно друг другу. Обмотка УДЗО стре-
мится увеличить ток возбуждения двигателя, обмотка УДН —
уменьшить.

Изменение тока возбуждения производится контактами 4У и
5У. При ослабленном поле двигателя контакты 4У и 5У замкнуты,

а при полном поле — разомкнуты. Процесс ослабления поля дви-

Рис. 8-26. Система управления возбуж-
дением двигателя реверсивного стана

гателя начинается с момента
замыкания контактов 4У и5У.
При этом сопротивления г4 и
г5 закорачиваются и напря-
жение на правом плече потен-
циометра (7зад = 1/аб резко
уменьшается, напряжение же
на сопротивлении гвд, про-
порциональное току возбуж-
дения двигателя, из-за инер-
ционности цепи возбуждения
будет оставаться в начальный
момент неизменным. Благода-
ря этому напряжение 1Д6 ста-
нет меньше напряжения 17вд,
ток в обмотке УДЗО изменит
направление и обе обмотки
будут действовать согласно
в сторону размагничивания
усилителя УД. При этом на-

пряжение усилителя может превысить допустимое значение. Для
ограничения этого напряжения в цепи обмотки УДЗО предусматри-
вается дополнительное сопротивление гуд с подключенным парал-
лельно к нему вентилем ВС. В начале процесса ослабления поля ток
этой обмотки, меняя свое направление, будет протекать не через вен-
тиль, а через сопротивление гуд, что приведет к ограничению тока
обмотки, а следовательно, и напряжения усилителя. Под влиянием
отрицательного напряжения ^усилителя ток обмотки возбуждения
возбудителя и напряжение его начнут быстро уменьшаться, а это
вызовет форсированное снижение тока возбуждения двигателя.
С падением тока возбуждения двигателя будут уменьшаться раз-
ность напряжений С/вд — С/аб, действующая в цепи обмотки УДЗО,
и форсировка процесса ослабления поля двигателя. После перехода
тока обмотки УДЗО через нуль (при (7ВД — С/аб) дополнительное
сопротивление гуд из цепи выключается и НС этой обмотки, направ-
денная встречно НС обмотки УДН, будет резко снижать интенсив-
ность процесса ослабления поля.

Процесс усиления поля начинается с момента размыкания кон-
тактов 4У и 5У. При этом увеличиваются задающее напряжение
|{/аб и разность С/аб — 17вд. Так как разность /7аб — (7ВД в начальной
стадии процесса усиления сравнительно велика, то процесс усиле-
ния поля протекает с форсировкой. С развитием процесса разность
1/аб — ^вд из-за влияния отрицательной обратной связи умень-
шается, уменьшается и форсировка процесса.

Рис. 8-27. Система управления возбуждением дви
гателя реверсивного стана с применением положи-
тельной обратной связи по току возбуждения дви-
гателя

На рис. 8-27 представлен второй вариант системы управления
возбуждением двигателя. В этой системе предусматривается при-
менение положительной обратной связи по току возбуждения дви-
гателя, обеспечивающей улучшение характера процесса усиления
поля двигателя. Положительная обратная связь выполняется с по-
мощью обмотки УДП, присоединенной к дополнительному сопро-
тивлению цепи обмотки возбуждения гвд.

В схеме (рис. 8-27) напряжение 17вд, пропорциональное току воз-
будителя, в установившемся режиме больше задающего напряже-
ния С7зад. В начальной стадии процесса усиления поля двигателя
напряжение 77вд меньше задающего 27зад. Однако, благодаря вен-
тилю ВС2, ток в цепи обмотки в этом случае будет равен нулю.
Таким образом, ток обмотки УДЗО не может менять своего направ-
ления, как это имело место в предыдущей схеме. В процессе ослаб-
ления поля двигателя, когда 1/вл значительно больше {7зад, ограни-
чение тока обмотки УДЗО производится с помощью вентиля ВС1,
шунтирующего эту обмотку. В отличие от схемы, изображенной
на рис. 8-26, НС обмотки независимого питания УДН направлена
в сторону намагничивания возбудителя ВД, а НС обмотки УДЗО —
в сторону его размагничивания.

Процесс ослабления поля двигателя начинается с момента раз-
мыкания контактов 4У и 5У. При этом напряжение на правом плече
потенциометра С/зад резко уменьшится. Под влиянием увеличив-
шейся разницы напряжений ?7ВД — Пзая возрастет ток обмотки
УДЗО, величина которого ограничивается вентилем ВС1, шунти-
рующим обмотку при больших значениях разницы II вл — ^Эад-
Увеличившаяся отрицательная НС обмотки УЗДО станет больше
суммарной НС обмоток УДН и УДП, в результате чего усилитель
УД перемагнитится. Под влиянием отрицательного напряжения
усилителя форсированно снижается ток возбуждения возбудителя
ВД и ток возбуждения двигателя. Одновременно уменьшается раз-
ность напряжений Пвд — &зад. Однако ток обмотки УДЗО, пока эта
обмотка шунтирована вентилем ВС1, очень мало зависит от умень-
шающейся разницы напряжений Ивл — Уаал, т. е. процесс ослаб-
ления поля двигателя происходит при почти неизменной форси-
ровке. Лишь к концу процесса, когда разность Ивл — С/за;[ станет
небольшой, вентиль ВС1 отключается от обмотки УДЗО и умень-
шающаяся разность Пвд — С/дад резко снизит до требуемой величины
форсированную отрицательную НС обмотки УДЗО. Произойдет
отсечка форсировки процесса.

Процесс усиления поля начинается с замыкания контактов 4У
и 5У. При этом задающее напряжение ?7зад мгновенно возрастет и
в начальной стадии процесса оно будет больше напряжения Ивд.
Из-за наличия вентиля ВС2 ток обмотки УДЗО равен нулю. Сле-
довательно, на время усиления поля цепь отрицательной обратной
связи размыкается. Это необходимо для того, чтобы устранить влия-
ние отрицательной обратной связи на действие положительной,
участвующей в формировании процесса усиления. Суммарная НС
независимой обмотки УДН и обмотки положительной обратной
связи УДП растет с течением процесса, что целесообразно для по-
вышения форсировки в конечной стадии процесса. Отрицательная
обратная связь включается в конце, тем самым снимается форси-
ровка и компенсируется действие положительной обратной связи.

На рис. 8-28 представлена система управления возбуждением
двигателя реверсивного стана, предложенная В. И. Архангель-
ским [Л-31]. Обмотка УДЗО является задающей и в то же время
обмоткой отрицательной обратной связи. В установившемся режиме
обмотка УДН действует в сторону увеличения тока возбуждения
двигателя, а обмотка УДЗО — встречно.
Процесс усиления поля начинается с размыкания НЗ контактов
4У и 5У и замыкания НО контакта 4У. При этом напряжение ?7зад
резко увеличивается и становится выше напряжения Нвд. В резуль-
тате этого к обмотке УДЗО прикладывается напряжение противо-
положной полярности и, благодаря вентилю ВС1, ток этой обмотки
будет равен нулю. К обмотке же УДН, кроме напряжения ?7НСЗ,
прикладывается еще разность напряжений (<7ВЯ — <7зад) через вен-
тиль ВСЗ, вследствие чего по обмотке УДН будут протекать две

Рис. 8-28. Система управления возбуждением двигателя
реверсивного стана, предложенная В. И. Архангельским

составляющие тока: первая, определяемая действием напряжения
Нтз, и вторая, определяемая действием разности напряжений
— <7зад). Первая составляющая — постоянная по величине,
вторая — в начале процесса возрастает скачком, а затем с течением
времени уменьшается до нуля. Эти составляющие действуют встреч-
но друг другу, поэтому результирующий ток обмотки УДН вна-
чале скачком снизится до некоторого значения, а затем будет расти,
чем обеспечивается невысокая форсировка усиления поля в начале
процесса, непрерывно возрастающая с его развитием. В конце про-
цесса, когда напряжение Нвд станет больше включается обмотка
УДЗО, НС которой снимает форсировку усиления поля.

Процесс ослабления поля начинается замыканием НЗ контак-
тов 4У и 5У и размыканием НО контакта 4У. В этом случае задаю-
щее напряжение {7зад скачком уменьшается, а разность напряжений
Нвл— изйя увеличивается. Вследствие этого скачком увеличивается
ток и НС обмотки УДЗО, результирующая НС усилителя стано-
вится отрицательной, и усилитель перемагничивается, начинается
форсированное снижение тока возбуждения двигателя. При очень
большой величине разности (С7ВД — ^зад) потенциал точки г будет
выше потенциала точки б, и через вентиль ВС2 и обмотку УДН
пройдет дополнительный ток. Вследствие этого НС обмотки УДН
увеличится, а результирующая НС усилителя — уменьшится.

Достоинство системы (рис. 8-28) заключается в возможности
раздельного и независимого регулирования величин форсировок
в режимах ослабления и усиления поля и возможности получения
процессов, близких к оптимальным.

§ 8-9. Регулятор тока

Для повышения надежности работы главного привода стана
в системах управления применяется защита от чрезмерно больших
токов цепи якоря. Эта защита должна исключить возможность
превышения током допустимого по условиям коммутации значения.
На практике в целях получения более надежной токовой защиты
и одновременно получения большей гибкости управления разли-
чают следующие максимальные токи:

1)	максимальный выключаемый ток (при-
мерно 270% от номинального);

2)	максимальный эксплуатационный ток
(примерно 250% от номинального);

3)	максимальный нормальный ток по ус-
ловиям коммутации, зависящий от степени ослабления
поля двигателя.

Если ток двигателя достигнет максимальной выключаемой ве-
личины, то двигатель должен быть немедленно отключен автоматом
от генератора. Это так называемая главная токовая
защита. При достижении током двигателя максимальной эк-
сплуатационной величины, допустимой по условиям коммутации,
нет необходимости в отключении двигателя от генераторов, так
как перегрузка может носить кратковременный характер. Поэтому
в схеме предусматривается снятие напряжения с цепи управления
с помощью контактора защиты, в результате чего напряжение
генератора и ток двигателя снижаются до нуля. Это предвари-
тельная токовая защита, которая имеет меньшую
уставку чем главная. Если режим прокатки очень напряженный
(при больших обжатиях и ускорениях), то предварительная защита
будет часто срабатывать. После срабатывания предварительной
защиты для возобновления работы стана необходимо возвратить
командоконтроллер в нулевое положение и затем вновь поставить
в рабочее. Однако это требует дополнительной затраты времени,
вызывающей снижение темпа прокатки. По указанной причине
214
наряду с предварительной токовой защитой необходимо применять
автоматическое ограничение тока двигателя,
с тем чтобы ток не выходил за установленные пределы. Токовая
защита — главная и предварительная должны работать при ава-
рийных режимах, автоматическое ограничение — в нормальных,
рабочих условиях, не допуская превышения током максимально
допустимых значений.

Автоматическое регулирование тока двигателя необходимо во
всех режимах: при разгоне и торможении до основной и выше основ-
ной скорости, а также в установившихся режимах. Ограничение
тока прокатного двигателя осуществляется с помощью регулятора.

К регулятору тока системы управления реверсивным станом
предъявляются следующие требования:

1.	При больших обжатиях ограничивать величину полного тока
двигателя за счет снижения интенсивности роста напряжения гене-
ратора при разгоне до основной скорости и за счет снижения ин-
тенсивности ослабления поля двигателя при разгоне выше основной
скорости.

2.	При торможении двигателя с основной скорости в случае
необходимости замедлять темп снижения напряжения генераторов,
а при торможении с повышенной до основной скорости — поддер-
живать на постоянном уровне напряжение генератора.

3.	При больших перегрузках в установившихся режимах до
основной скорости уменьшать напряжение генератора, ограничивая
потребляемую мощность, а на скоростях выше основной — увели-
чивать поток, ограничивая ток двигателя.

4.	Обеспечивать различные уставочные значения тока в зависи-
мости от характера процесса.

5.	Уставка регулятора должна автоматически уменьшаться с ос-
лаблением поля двигателя.

6.	Жесткость статической характеристики регулятора должна
быть достаточно высокой.

На рис. 8-29 представлена схема регулятора тока, имеющего
широкое применение в кубичных системах возбуждения генератора
и двигателя. Такой регулятор имеет усилитель УТ (электромашин-
ный или магнитный) с подключенным к его выходу потенциометром
ПС. Напряжение сравнения, снимаемое с потенциометра ПС, раз-
ное для каждого процесса, сравнивается с падением напряжения П?
на дополнительных полюсах и компенсационной обмотке, пропор-
циональным току якоря двигателя. Разность этих напряжений
подается на токовую обмотку усилителя возбуждения генератора
УГТ или на токовую обмотку усилителя возбуждения двигателя
УДТ. Благодаря наличию вентилей ток в цепях этих обмоток про-
текает лишь в том случае, если напряжение, пропорциональное току
двигателя, станет больше напряжения сравнения.

Присоединение токовой обмотки УГТ усилителя возбуждения
генератора к потенциометру ПС производится с помощью НО кон-
тактов 4У, БН или БВ. Контакт 4У разомкнут при разгоне дви-
гателя от основной до повышенной и при работе в. установившемся
режиме с ослабленным полем. В остальных режимах контакт 4У
замкнут. Контакт БВ закрыт при работе в направлении «Вперед»,
а контакт БН — в направлении «Назад». Эти контакты размы-
каются при напряжении генератора 1Д (0,1ч-0,15)Цгп.

Цепи с вентилями В5 и В8 предназначены для работы регуля-
тора при разгоне двигателя до основной скорости, а цепи с венти-
лями Вб и В7 — для-работы регулятора при торможении двигателя
с повышенной до основной и с основной до минимальной скорости.
С помощью мостика из вентилей В9, В10, ВИ и В12 направление
тока в обмотке усилителя У ЦТ сохраняется неизменным и независи-
мым от направления тока якоря двигателя, т. е. НС обмотки УДТ
всегда действует в сторону усиления поля двигателя. По этой при-
чине обмотка УДТ не должна работать в режиме торможения дви-
гателя с ослабленным полем, так как при этом с повышением тока
Рис. 8-30. Кривые э.д.с. ге-
нератора и тока двигателя
при захвате металла валка-
ми в процессе разгона:

а — кривая э. д. с. генератора;
б — кривая тока двигателя

двигателя сверх уставочного значения НС обмотки УДТ будет
стремиться увеличить интенсивность усиления поля двигателя, т. е.
не ограничивать, а еще более увеличивать ток торможения.

Исключение из действия обмотки УДТ в режиме торможения
осуществляется тем, что напряжение сравнения ^аж(^аб) для обмот-
ки УДТ выбирается большим напряжения сравнения СЛ1Д (С/аг)
в режиме торможения для обмотки У ГТ, т. е. уставочное значение
регулятора тока от действия обмотки УГТ в режиме торможения
выбирается меньшим уставочного значения регулятора тока от
действия обмотки УДТ. В этом случае начнет первой работать об-
мотка УГТ и если она действует достаточно эффективно, то ток дви-
гателя не должен достигать значения,
при котором начинает вступать в дейст-
вие обмотка УДТ.

Усилитель УТ регулятора имеет две
обмотки: основную УТО и вспомогатель-
ную УТВ. Основная обмотка УТО под-
ключается на неизменное напряжение;
вспомогательная УТВ —на напряжение,
пропорциональное току возбуждения дви-
гателя. Обе обмотки действуют согласно.
При полном поле двигателя суммарная
НС этих обмоток и выходное напряже-
ние усилителя будут наибольшими. С
ослаблением поля НС обмотки УТВ, а
следовательно, и напряжение УТ умень-
шаются, ,чем достигается снижение уста-
вки регулятора по мере ослабления
поля двигателя.

Работа регулятора тока
до основной скорости. При
разгоне двигателя без металла в валках

регулятор тока не работает, так как динамический ток меньше ус-
тавки регулятора тока.

При захвате металла валками возрастает ток двигателя и паде-
ние напряжения на дополнительных полюсах и компенсационной
обмотке превышает напряжения сравнение Дав при работе в направ-
лении «Вперед» или Дат при работе в направлении «Назад».

Разность этих напряжений вызывает протекание тока в обмотке
УГТ через контакт 4У и вентиль В5 при работе в направлении
«Вперед». В этом случае действие регулятора тока направлено на
снижение темпа нарастания напряжения генератора, т. е. на умень-
шение динамической составляющей тока.

На рис. 8-30 представлены кривые э. д. с. генератора и тока дви-
гателя при захвате металла валками в процессе разгона. В точке а
начинается захват металла, ток двигателя при этом возрастает и
в точке б вступает в действие регулятор тока, снижая интенсивность
нарастания напряжения генератора и ограничивая величину пол-

ного тока двигателя;

Эффективность действия регулятора зависит от жесткости его
характеристики, представляющей собой зависимость динамиче-
ского тока от полного тока якоря двигателя (рис. 8-31). Жесткость

Рис. 8-31. Характеристика регу-
лятора тока

этой характеристики определяется
соотношением

х = /«»»•»	(8-126)

^огр

где /дни. о и /0 — динамический и
полный ток дви-
гателя в началь-
ный момент ра-
боты регулятора;

/огр — полный ток, при
котором в ре-
зультате дейст-
вия тока динами-
ческая состав-
ляющая равна

нулю.

Полное значение тока двигателя, при котором начинает работать

регулятор тока:

/о =

* кд

(8-127)

где гкд — сопротивление компенсационной обмотки и дополнитель-
ных полюсов;

б'ср — напряжение сравнения, подаваемое в цепь обмотки УГТ
от потенциометра сравнения 77С (см. рис. 8-29).

Из уравнений (8-126) и (8-127) будем иметь

4гР = ^-4-р®.	(8-128)

х 'кд

Уравнение (8-128) показывает, что при невысокой жесткости
характеристики (при малом значении х) ток двигателя продолжает
расти и после вступления регулятора в работу, хотя и с меньшей
интенсивностью. В этом случае, чтобы ток не превысил предельного
значения, необходимо уменьшить начальный ток срабатывания
регулятора. Однако при этом регулятор, вступая рано в работу,
снизит среднюю скорость прокатки и уменьшит производитель-
ность прокатного стана. В связи с этим требуется применение
регуляторов с жесткой характеристикой, у которых начальное
значение тока /0 мало отличается от тока /огр. Однако регуляторы
с жесткой характеристикой, как показывает практика, вызывают
колебательный характер изменения тока (рис. 8-30), что объяс-
няется влиянием обратной связи по динамической составляющей
тока двигателя. Регулятор тока, на вход которого подается только
статическая составляющая тока, может обеспечить устойчивую,
без колебаний тока работу системы при очень высокой жесткости
характеристики регулятора, так как статическая составляющая
тока в цепи обратной связи не оказывает влияния на переходный
процесс.

На рис. 8-32 представлена схема выделения статической состав-
ляющей тока. Параметры контура Я2, С выбираются так, чтобы
ток этого контура был пропорционален динамической составляющей
тока, а параметры контура так, чтобы ток этого контура был
пропорционален полному току. Тогда (72 = 1ДИН, 1Д = /пол, а их
разность — <72 = Пвх = /ст.

Работа регулятора
новной до повышенной
контакт 4У разомкнут, следователь-
но, ток в обмотке УГТ протекать не
может (см. рис. 8-29). Когда напря-
жение на компенсационной обмотке
и дополнительных полюсах станет
больше напряжения сравнения Дгб
(^аж). уменьшающегося с ослабле-
нием поля двигателя, по обмотке
УДТ потечет ток. Так как НС этой
обмотки направлена в сторону под-
магничивания двигателя, то про-
изойдет снижение интенсивности
ослабления поля и, следовательно,
ограничение тока двигателя.

Работа регулятора
тока при торможении.

при разгоне с ос-
скорости. В этом случае

Рис. 8-32. Схема выделения дина-
мической составляющей тока дви-
гателя

При торможении двигателя с основной скорости, например с на-
правления «Вперед», замкнут контакт Б В. Полярность напря-
жения в процессе торможения с данного направления противо-
положна указанной на рис. 8-29, поэтому при 1Д ^7ад вентиль В7
не будет препятствовать прохождению тока через обмотку УТГ.
В результате интенсивность снижения э. д. с. генератора и тор-
мозной ток двигателя будут ограничены. Хотя в данном случае
контакт 4У и закрыт, однако он на работу схемы не окажет ника-
кого влияния, так как напряжение сравнения для цепи обмотки
УГТ с вентилем В8 значительно больше, чем для цепи этой обмотки
с вентилем В7 2> ^ад).

При торможении двигателя с повышенной скорости контур об-
мотки УГТ остается таким же, как и в предыдущем случае. Ток
обмотки проходит через контакт БВ и вентиль В7. Как указыва-
лось ранее, токовая обмотка УДТ не должна включаться в дей-
ствие. В этом случае при ?7Т С/ад вступит в действие обмотка
УГТ, с помощью которой замедляется снижение э. д. с. генератора
и ограничивается тормозной ток так, что всегда 17т будет меньше

В режиме торможения с повышенной до основной скорости, хотя
и подан в схему импульс на снижение напряжения генератора, это
напряжение под влиянием токовой обмотки УГТ остается примерно
на первоначальном уровне. Вообще говоря, при больших тормозных
токах возможно даже и некоторое превышение напряжением
генератора своего номинального значения, однако оно будет ни-
же падения напряжения в силовой цепи, т. е. ниже 10%, что
допустимо.

§ 8-10. Система злектромашинного управления
групповым приводом рабочих валков реверсивных
станов

На практике применяются различные варианты систем электро-
машинного управления реверсивными станами.

Одна из таких схем представлена на рис. 8-33 и 8-34 (релейно-
контакторная часть схемы).

В системе возбуждения генераторов применен электромашинный
усилитель УГ в качестве подвозбудителя. Усилитель УГ имеет
четыре обмотки; задающую и в то же время обмотку отрицательной
обратной связи по напряжению генераторов УГЗО, обмотку направ-
ления УГН, обмотку гибкой обратной связи УГГ и токовую об-
мотку УГТ.

Задающая обмотка и обмотка обратной связи УГЗО в устано-
вившемся режиме получают питание от разности напряжений: на-
пряжения, снимаемого с плеча потенциометра магнитного уси-
лителя УН, и напряжения, снимаемого с плеча потенциометра ге-
нераторов.

В качестве источника эталонного напряжения применяется
магнитный усилитель УН, имеющий две обмотки: задающую обмотку
УНЗ и обмотку смещения У НС. С помощью обмотки смещения уста-
навливается потребная величина напряжения сравнения на первом
положении командоконтроллера К-К. В цепи задающей обмотки
включены ступени сопротивления, управляемые контактами кон-
такторов ускорения 1У, 2У, ЗУ. Необходимая величина напряже-
ния сравнения на втором, третьем и четвертом положениях К-К
определяется совместным действием обмотки смещения и задающей
обмотки (см. рис. 8-33). На рис. 8-35 изображена характеристика
усилителя УН с указанием рабочих точек, соответствующих раз-
личным положениям К-К- В переходных режимах цепь обмотки
обратной связи по напряжению генераторов разомкнута. При пере-
становке К-К из рабочего положения большей скорости в рабочее
положение меньшей скорости напряжение сравнения уменьшается
скачком, а напряжение генераторов — во времени, поэтому раз-
ность напряжений (у0С/г — #ср)> подаваемая на обмотку УГЗО,
220
Рис. 8-33. Схема электромашинного управления груп-
повым приводом рабочих валков реверсивного стана
резко возрастая, может вызвать в ней большие токи. Для ограниче-
ния этих токов обмотка УГЗО шунтируется вентилями ВЗ и В4.

Обмотка УГН подключается на неизменное напряжение, и
ее НС в 8—10 раз большее того, что требуется в установившемся
режиме, если бы отсутствовала отрицательная обратная связь по
напряжению. Эта повышенная НС и определяет форсировку про-
цесса возбуждения генераторов.

Обмотка УГГ, подключаемая к выходу динамического моста
системы возбуждения генератора, предназначена для получения

1В	БН о БВ

РВ г БВ

"" !Н г БН	БВ о БН

П)--I--------------------И—'1Г-

Рис. 8-34. Релейно-контакторная часть схе-
мы рис. 8-33,

обратной связи по произ-
водной э. д. с. генератора.
Вторая гибкая обратная
связь — по производной
напряжения усилителя —
выполняется с помощью
стабилизирующего транс-
форматора ТС1. В данном
случае целесообразнее было
бы применить обратную
связь по производной э. д. с.

Рис. 8-35. Характеристика уси-
лителя УН (схема рис. 8-33)

возбудителя ВГ, используя при этом динамический мост в цепи
возбуждения возбудителя.

Электромашинный усилитель УД имеет четыре обмотки: задаю-
щую и в то же время обмотку отрицательной обратной связи по току
возбуждения УДЗО, обмотку независимого питания УДН\ обмотку
гибкой обратной связи УДГ и токовую обмотку УДТ. Задающая
обмотка УДЗО подключается на разность напряжений: задающего
напряжения 11зал и падения напряжения на дополнительном сопро-
тивлении в цепи обмотки возбуждения двигателя 17ед. Обмотка
222
гибкой обратной связи УДГ получает питание от несбалансирован-
ного динамического моста, благодаря чему этой обмоткой создается
гибкая обратная связь и жесткая положительная обратная связь
по току возбуждения. Вторая гибкая обратная связь выполняется
с помощью стабилизирующего трансформатора СТ2, подключен-
ного первичной обмоткой к напряжению усилителя УД. И в дан-
ном случае целесообразнее применить обратную связь по производ-
ной э. д. с. возбудителя 'двигателя ВД, используя динамический
мост в цепи возбуждения возбудителя.

Разгон двигателя до основной скоро-
сти. При переводе К-К из нулевого положения в четвертое, на-
пример в направлении «Вперед», включаются реверсивные кон-
такторы 1В, 2В, контакторы ускорения 1У, 2У, ЗУ, а затем кон-
тактор торможения Б В (рис. 8-34). В результате этого подклю-
чаются на напряжение сети обмотка направления УГН усилителя
У Г и задающая обмотка УНЗ усилителя УН. Обмотка отрицатель-
ной обратной связи УГЗО благодаря НЗ контакту Б В в цепи кон-
тура самогашения, разомкнувшемуся при этом, отсоединена от по-
тенциометра генераторов. Благодаря вентилю В1 ток в обмотке
УГЗО будет равен нулю до тех пор, пока $7ср усДг- Таким обра-
зом, в процессе возбуждения генераторов до захвата металла вал-
ками цепь обратной связи по напряжению генераторов разомкнута
и переходный процесс определяется действием НС обмотки направ-
ления УГН и действием гибких обратных связей. Гибкие обратные
связи, как уже указывалось ранее, предназначаются для увели-
т;

чения соотношения эквивалентных постоянных и уменьшения
гу

соотношения постоянных ~, что позволяет при заданном макси-
‘ в

муме тока якоря двигателя повысить форсировку, т. е. увеличить
ток и НС обмотки УГН и таким образом снизить время переходного
процесса.

Отсечка форсировки процесса возбуждения генераторов начи-
нается с включением отрицательной обратной связи по напряже-
нию, т. е. когда падение напряжения, снимаемое с потенциометра
генераторов, станет равным напряжению сравнения С/ср. В этом
случае, если разгон двигателя происходит в направлении «Вперед»,
ток будет протекать от + потенциометра генераторов через вен-
тиль В1, через плечо потенциометра усилителя УН, через закрытый
контакт 2В и обмотку УГЗО. В установившемся режиме значения
э. д. с. генераторов и скорости вращения двигателя определяются
разностью НС обмоток УГН и УГЗО.

Разгон двигателя до повышенной ско-
рости начинается с переводом К-К из нулевого положения в ше-
стое (пятое). При этом разгон до основной скорости происходит
при полном поле двигателя. Ослаблению поля двигателя в этом
223
случае препятствует НЗ контакт реле напряжения РН в цепи, шун-
тирующей контакт КК5 командоконтроллера, разомкнутый в пятом
и шестом положениях К-К- Когда напряжение генераторов достиг-
нет значения примерно 0,8 номинального, реле напряжения РН
срабатывает, его НЗ контакт размыкается и катушка контактора
4У, а вслед за ней катушка контактора 5У теряют напряжение
(рис. 8-34); НО контакты 4У и 5У размыкаются и включают со-
противления в левое плечо задающего потенциометра в цепи воз-
буждения двигателя; ток потенциометра уменьшается, и снижается
задающее напряжение Цзад. При этом возникает большая разность
напряжений Нвя — Цзад, которая вызывает большие значения
тока размагничивающей обмотки УДЗО, ограничиваемые венти-
лем В13, шунтирующим эту обмотку; электромашинный усилитель
УД перемагничивается, интенсивно спадает ток возбуждения воз-
будителя и форсированно протекает процесс снижения тока возбуж-
дения двигателя.

Если при разгоне выше основной скорости ток двигателя превы-
сит уставку регулятора тока для данного режима, включается
токовая обмотка УДТ, которая будет действовать в сторону сниже-
ния интенсивности ослабления поля двигателя.

Торможение двигателя с основной ско-
рости. Торможение двигателя начинается с переводом К-К из
рабочего положения (например «Вперед») в нулевое. В этом случае
отключаются реверсивные контакторы 1В, 2 В и контакты ускоре-
ния 1У, 2У, ЗУ. Цепь катушки контактора БВ остается подклю-
ченной на напряжение сети через НО контакт реле РН, замкнутый
при напряжении генераторов, большем (0,1—0,15)17н. Через кон-
такты БВ и КК-0 подключается на напряжение сети катушка кон-
тактора 1Н (рис. 8-34), вследствие чего на обмотку направления
УГН подается напряжение противоположной полярности, чем
обеспечивается торможение двигателя в режиме реверса (рис. 8-33).
Цепь обмотки обратной связи УГЗО в режиме торможения разомк-
нута, так как контакты 2В и 2Н, присоединяющие эту обмотку к по-
тенциометру сравнения, разомкнуты (контакт БН в цепи катушки
контактора 2Н разомкнут). Под влиянием отрицательной э. д. с.
усилителя УГ происходит форсированное уменьшение тока воз-
буждения возбудителя, его перемагничивание и форсированное
снижение тока возбуждения генератора. Когда напряжение генера-
торов снизится до значения примерно 10—15% от номинального,
реле РН отпадает и катушки контакторов БН и 1Н обесточиваются,
режим торможения реверсом прекращается и начинается гашение
поля генератора за счет действия обмотки УГЗО, подключенной
НЗ контактом БВ на напряжение генератора. При больших тор-
мозных токах ток цепи обратной связи пройдет через среднюю
точку потенциометра сравнения (точка а), контакт БВ, вентиль В7
и обмотку УГТ. Действие токовой обмотки направлено в сторону
снижения интенсивности процесса торможения.
Торможение двигателя с повышенной
с к о р о,с т и. При перестановке К-К из шестого положения в ну-
левое замыкаются контакты КК-5, КК-6 и КК-0 командоконтрол-
лера, подается напряжение на катушки контакторов 4У, 5У, кон-
такты 4У, 5У в цепи задающего потенциометра замыкаются, и
задающее напряжение С/зад возрастает скачком. Напряжение /7зад
становится больше Т/вд, и ток обмотки УДЗО резко снижается до
нуля, так как в цепи обмотки находится вентиль В14. Э. д. с. уси-
лителя УД под воздействием НС обмотки УДН возрастает до мак-
симального значения, ток возбуждения возбудителя, его э, д. с.
и ток возбуждения двигателя форсированно увеличиваются. Уве-
личивается также и падение напряжения {7ВД на дополнительном
сопротивлении в цепи возбуждения двигателя. С момента времени,
когда Ива станет равным /7зад, вступает в действие обмотка обратной
связи УДЗО, которая производит отсечку форсировки процесса
усиления поля.

Если ток двигателя при торможении превысит заданное предель-
ное значение, то вступает в действие токовая обмотка усилителя
генератора УГТ, которая действует в сторону снижения интенсив-
ности спада напряжения генераторов.

Процесс торможения с основной скорости протекает аналогично
описанному выше.

Реверс с повышенной скорости на по-
вышенную. При переводе К-К из одного крайнего положения
(с направления «Вперед») в другое крайнее положение НС задающей
обмотки УГЗО усилителя УГ меняет свое направление, при этом
меняется полярность напряжения усилителя УГ, вызывая этим
перемагничивание возбудителя и затем генераторов. Процесс ре-
версирования протекает при отключенной обмотке УГЗО. Одно-
временно подается воздействие на усиление поля двигателя и на
снижение напряжения генераторов.

Одновременное воздействие на усиление потока двигателя и
снижение потока генераторов вызывает большой ток в силовой
цепи, поэтому вступает в действие токовая обмотка УГТ, которая
задерживает спадение э. д. с. генераторов, ограничивая величину
тормозного тока. Токовая обмотка УДТ в этом случае не работает,
так как уставочное значение тока для нее выше, чем для токовой
обмотки УГТ.

Процесс снижения напряжения генераторов с помощью токовой
обмотки УГТ будет задерживаться до тех пор, пока поток двига-
теля не приблизится к номинальному значению. После этого напря-
жение генераторов начнет снижаться до нуля, а затем возрастать
при обратной полярности. Когда напряжение генераторов до-
стигнет значения примерно 0,8?7н, включается реле РН, которое
даст разрешение на отключение контакторов 4У и 5У, в ре-
зультате чег4) разгон двигателя будет продолжаться за счет ослаб-
ления его поля.
§ 8-11. Индивидуальный привод рабочих валков
реверсивных станов

При индивидуальном приводе каждый рабочий валок приводится
во вращение отдельным двигателем (рис. 8-36).

К преимуществам индивидуального привода рабочих валков
следует отнести:

1)	возможность увеличения мощности привода рабочих валков;

2)	уменьшение суммарного махового момента привода;

3)	отсутствие необходимости в точном подборе диаметров рабо-
чих валков;

Рис. 8-36. Главная линия блюминга 1150 УЗТМ с индивидуальным приводом
рабочих валков

4)	отсутствие шестеренной клети, в результате чего/исключаются
потер!?мощности в ней, равные примерно 5% от полной мощности
привода.

. Первое и второе преимущества приводят к увеличению допусти-
мых ускорений и замедлений, к увеличению обжатий, к росту сред-
ней скорости прокатки и, следовательно, к повышению производи-
тельности прокатного стана.

При прокатке металла в реверсивных станах нередко возни-
кают изгибы металла, которые нарушают нормальную работу стана,
снижают темп прокатки. Наиболее неблагоприятным является из-
гиб металла вниз, при котором возможна поломка рабочего роль-
ганга. В групповом приводе скорости рабочих валков всегда нахо-
дятся в строго определенном соотношении. Если при этом диаметры
рабочих валков подобраны неточно, то окружные скорости валков
будут различны, в связи с чем неизбежен изгиб металла. Этот недо-
статок устраняется при индивидуальном приводе, когда соотноше-
226
дне скоростей рабочих валков можно менять в соответствии с из-
менением соотношения их диаметров.

» Однако изгиб металла возможен и при индивидуальном приводе
йалков за счет различия температуры верхней и нижней сторон
Металла, неодинаковых скоростей вращения рабочих валков, раз-
ной величины ударного перепада скорости, разного уровня ниж-
него рабочего валка по отношению к рабочему рольгангу. При раз-
ной температуре верхней и нижней сторон металла имеется стрем-
ление к изгибу в сторону менее нагретой поверхности. Для устра-
нения изгиба по этой причине необходим более равномерный нагрев
металла. При разной скорости вращения рабочих валков изгиб
металла происходит в сторону валка с меньшей скоростью враще-
ния. Большое значение имеет ударный перепад скорости. Так,
например, при ударном приложении нагрузки в момент захвата
металла валками может оказаться, что скорость нижнего валка
упадет значительно больше, чем верхнего. В этом случае произой-
дет изгиб металла вниз й возникнет опасность поломки рабочего
рольганга. При низкой установке нижнего рабочего валка угол
захвата верхнего валка больше угла захвата нижнего, в связи
с этим верхний валок более загружен, чем нижний. При высокой
установке нижнего валка этот валок имеет увеличенный угол зах-
вата и большую нагрузку. Сам.по себе угол захвата не оказывает
большого влияния на изгиб металла, однако при неравных углах
захвата валков нагрузка между двигателями распределяется нерав-
номерно. Если двигатель с большей нагрузкой снизит скорость, то
металл станет изгибаться в сторону этого валка.

Для устранения изгиба металла следует поддерживать требуе-
мое соотношение скоростей валков или, что более эффективно при
наличии металла в валках, обеспечивать равномерное распределе-
ние нагрузки между двигателями. Поддержание требуемого соот-
ношения скоростей важно при отсутствии металла в валках, когда
двигатели не связаны между собой через металл, т. е. в момент
захвата металла валками. В этом случае целесообразно для полу-
чёния небольшого изгиба металла вверх, способствующего лучшему
прохождению металла по рольгангу, чтобы скорость нижнего валка
была несколько выше скорости верхнего. Когда же металл втянут
балками, наибольшее значение для работы привода имеет не под-
держание требуемого соотношения скоростей, а уравнивание наг-
рузки между двигателями.

В существующих, системах управления индивидуальным приво-
дом рабочих валков уравнивание нагрузки двигателей является
основным, а установление заданного соотношения скоростей вал-
ков — вспомогательным.

Индивидуальный привод рабочих валков более сложен, чем
групповой, имеет большое количество электрических машин, раз-
мещение которых в машинном зале связано со значительными труд-
ностями, и все же индивидуальный привод имеет ряд преимуществ
по сравнению с групповым. Он применяется для мощных современ-
ных блюмингов и слябингов высокой производительности (3,5—
6 млн. т в год) с диаметром валков 1300, 1150, 1100 мм. Для блю-
мингов 1000 мм возможен как индивидуальный, так и групповой
привод. При этом для группового привода целесообразно использо-
вание двухякорного двигателя, имеющего' меньшее значение мо-
мента инерции по сравнению с одноякорным двигателем тех же габа-
ритов. У заготовочных, рельсобалочных блюмингов — 900 мм и
ниже применяют групповой привод.

Схемы питания двигателей рабочих валков
при индивидуальном приводе

Питание двигателей валков при индивидуальном приводе воз-
можно от общих или отдельных генераторов. При питании двига-
телей от общих генераторов снижается рассогласование скоростей
рабочих валков и облегчаются условия равномерного распределе-
ния нагрузки, сравнительно с питанием от отдельных генераторов.
Недостатком схемы питания от общих генераторов следует считать
громоздкость общих шин и большие токи короткого замыкания.
В связи с этим на современных станах применяется питание двига-
телей от отдельных генераторов.

Уравнительные схемы

Равномерное распределение нагрузки между двигателями при
индивидуальном приводе рабочих валков производится с помощью
уравнительных схем, обеспечивающих требуемое соотношение ско-
ростей двигателей. При этом более загруженный двигатель умень-
шает скорость вращения, а менее загруженный — увеличивает,
чем и создается более равномерное распределение нагрузки между
двигателями.

На практике имеют применение:

1)	уравнительные схемы с воздействием на возбуждение генера-
торов;

2)	уравнительные схемы с воздействием на возбуждение двига-
телей.

Уравнительные схемы с воздействием на возбуждение генера-
торов производят выравнивание нагрузочных токов и моментов
двигателей, при этом меняется соотношение мощностей, отдаваемых
двигателями. Уравнительные схемы с воздействием на возбуждение
двигателей производят выравнивание нагрузочных токов и отдавае-
мых мощностей, при этом меняется соотношение моментов двига-
телей. Следует отметить, что уравнительные схемы с воздействием
на возбуждение генератора являются более быстродействующими,
чем схемы с воздействием на возбуждение двигателя.

В уравнительных схемах используется узел регулирования со-
отношения скоростей двигателей, основное назначение которого
сводится к тому, чтобы в момент захвата металла валками (когда
связь между двигателями через металл неустойчива) исключить
возможность превышения скорости верхнего валка относительно
скорости нижнего.

На рис. 8-37 представлена уравнительная схема с воздействием
на возбуждение генераторов. В этой схеме усилитель УР включен
в диагональ моста, плечами которого являются возбудители генера-
торов ВГ1, ВГ2 и обмотки возбуждения генераторов 0ВГ1, ОВГ2.
Усилитель УР имеет три обмотки; две обмотки уравнивания наг-
рузки {УРН1, УРН2) и обмотку регулирования соотношения скоро-
стей УРС. Обмотки уравнивания нагрузок подключаются на до-
полнительные полюсы двигателей, и они действуют встречно друг

Рис. 8-37. Уравнительная схема с воздействием
на возбуждение генераторов

другу. Результирующая НС этих обмоток при равных токах в цепи
двигателей равна нулю. При наличии рассогласования в нагрузках
двигателей разность НС обмоток вызывает появление напряжения
на якоре УР такой полярности, при которой ток обмотки возбужде-
ния генератора более загруженного двигателя уменьшается, а ток
возбуждения генератора менее загруженного двигателя увеличи-
вается, в результате чего происходит выравнивание нагрузки. На
схеме (рис. 8-37) указанная вверху полярность усилителя УР оп-
ределяется действием обмоток уравнивания нагрузок и соответ-
ствует случаю, когда двигатель Д2 более загружен, чем двигатель
Д1.

Обмотка регулирования соотношения скоростей двигателей,
получая напряжение от тахогенераторов, пропорциональное раз-
ности скоростей, воздействует на возбуждение генераторов так,
что изменение э. д. с. усилителя УР и э. д. с. генераторов при этом
направлено в сторону уменьшения рассогласования скоростей
двигателей.
На рис. 8-38 представлены два варианта уравнительных схем
с воздействием на возбуждение двигателей. Особенностью этих
схем является необходимость переключения регулирующих обмо-
ток при изменении направления тока двигателей, что вызывается
неизменностью направления потока двигателей. В схеме,- изобра-
женной на рис. 8-38, а, переключение токовых обмоток выполняется
с помощью вентильных мостиков В1, В2, а в схеме, представленной
на рис. 8-38, б, — с помощью контактов БВ и БН, замыкание ко-
торых происходит в зависимости от направления вращения двига-
телей. При вращении двигателей в направлении «Вперед» замкнуты

Рис. 8-38. Уравнительные схемы с воздействием на возбуждение
двигателей:

а — переключение токовых обмоток с помощью вентильных мостов В/ и В2;
б — переключение токовых обмоток с помощью контактов Б В и БН

контакты БВ, а при вращении в направлении «Назад» — контакты
БН. Если токи двигателей равны, тр результирующая НС токовых
обмоток равна нулю и усилитель УР не оказывает воздействия на
цепи возбуждения двигателей. При наличии рассогласования наг-
рузок возникает результирующая НС токовых обмоток, образуется
э. д. с. усилителя УР, которая воздействует на цепи возбуждения
двигателей так, что поток более нагруженного двигателя усили-
вается, а менее нагруженного — ослабляется, что приводит к сни-
жению тока более нагруженного двигателя и к увеличению тока
менее нагруженного.

Система электромашииного управления
индивидуальным приводом рабочих валков

На рис. 8-39 представлена система управления индивидуальным
приводом рабочих валков реверсивных станов, в которой приме-
няется регулирование соотношения скоростей воздействием на воз-
буждение генераторов и выравнивание нагрузки воздействием на
возбуждение двигателей.

Система возбуждения генераторов. Для
питания обмоток возбуждения генераторов используется возбуди-
тель ВГ. Электромашинный усилитель УГ, питающий обмотку
от

Рис. 8-39. Схема управления индивидуальным приводом рабочих
валков реверсивного стана
возбуждения возбудителя генераторов, имеет четыре обмотки:
задающую и обратной связи по напряжению генераторов УГЗО,
обмотку направления УГН, гибкой обратной связи УГГ и токовую
УГТ.

В цепи возбуждения генераторов образованы два моста. Пле-
чами одного моста служат обмотки возбуждения ОВГ1, ОВГ2 гене-
раторов и сопротивления и га. В диагональ этого моста включен
электромашинный усилитель УР, с помощью которого осущест-
вляется регулирование соотношения скоростей двигателей Д1
и Д2. Усилитель УР имеет две обмотки: регулирующую УРС и
обмотку обратной связи УРО. Обмотка УРС подключена на раз-
ность напряжений тахогенераторов двигателей через потенциомет-
рические сопротивления. При равенстве скоростей двигателей Д1
и Д2 ток в обмотке УРС и э. д. с. усилителя УРС равны нулю и
токи обмоток возбуждения генераторов равны между собой. При
наличии рассогласования скоростей обмотка УРС обтекается током.
НС этой обмотки создает э. д. с. усилителя УР, которая вызывает
уравнительный ток /ур в обмотках возбуждения генераторов. Этот
уравнительный ток будет увеличивать ток возбуждения /вг того
генератора, который питает двигатель, имеющий пониженную
скорость, и уменьшать ток /вг другого генератора. На схеме
(рис. 8-39) показаны направления уравнительных токов в пред-
положении, что скорость вращения двигателя Д1 больше скорости
двигателя Д2. Обмотка обратной связи УРО подключена на якорь
усилителя УР и служит для уменьшения влияния остаточного маг-
нитизма усилителя. Плечами другого моста являются те же обмотки
возбуждения ОВГ1 и 0ВТ2 генераторов, дополнительное сопротив-
ление в цепи возбуждения генераторов гъ и сопротивления г3 и
г4. В диагональ второго моста включается обмотка гибкой обратной
связи УГГ. В остальном система возбуждения генераторов совпа-
дает с системой, представленной на рис. 8-33.

Система возбуждения двигателей. В си-
стеме возбуждения двигателей применены два возбудителя ВД1
и ВД2 с самостоятельными цепями обмоток возбуждения. Обмотки
возбуждения возбудителей, соединенные последовательно, полу-
чают питание от общего усилителя УД, который имеет четыре об-
мотки: задающую и обратной связи УДЗО, независимого питания
УДН, гибкой обратной связи УДГ и токовую УДТ.

В цепи возбуждения возбудителей двигателей образован мост,
плечами которого являются обмотки возбуждения возбудителей
ОВВД1, ОВВД2 и сопротивления г6, г7. В диагональ этого моста
включен усилитель УРТ, который имеет три обмотки: две регули-
рующие УРН1 и УРН2 и обмотку обратной связи УРТО. При
равенстве нагрузок токи обмоток одинаковы, результирующая НС
этих обмоток и э. д. с. усилителя УРТ равны нулю и токи возбу-
ждения возбудителей равны между собой: /вд х = /пд а. При рассог-
ласовании нагрузки НС от действия обмоток УРН1 и УРН2 будет
232
отличаться от нуля, в результате чего в диагонали моста возникает
э. д. с. усилителя УРТ такой поляр-ности, при которой уравни-
тельный ток будет увеличивать ток обмотки возбуждения возбуди-
теля более нагружённого двигателя и уменьшать ток обмотки воз-
буждения возбудителя менее нагруженного двигателя, что приведет
к выравниванию нагрузки.

Порядок работы рассматриваемой системы в установившихся и
переходных режимах аналогичен ранее рассмотренной системе
управления групповым приводом валков (см. рис. 8-33).

§ 8-12. Электропривод универсальных
реверсивных станов

Универсальные реверсивные станы имеют одну пару горизон;
тальных и одну пару вертикальных валков. К таким станам отно-
сятся слябинги, балочные станы и некоторые толстолистовые.

Так как вертикальные валки располагаются относительно го-
ризонтальных на небольшом расстоянии, то прокатка металла в уни-
версальных станах происходит одновременно в горизонтальных и
вертикальных валках. При одновременной прокатке металла в двух
клетях необходимо, чтобы металл не испытывал значительных сжа-
тий и натяжений. С этой точки зрения к электроприводу балочных
станов предъявляются более высокие требования, чем к электро-
приводу слябинга и толстолистовых станов, так как в первом случае
важно во всех пропусках сохранять постоянство соотношения тол-
щин шеек и полок балок.

При одновременной прокатке металла в двух клетях должно
соблюдаться следующее условие:

= Р2ъ2,

где Рг и Р2 — сечение металла при выходе из клетей;

14 и у2 — скорости выхода металла из клетей.

Учитывая, что

^^“1(1 + 5,); г12 = ^“2(1+52),
где и 82 — опережения.

Можно написать

ь)2 _	1 '	(1 + $1)

0)1 Рг 5>2(1-|-$2)

Откуда следует, что при одновременной прокатке металла в двух
клетях соотношение скоростей рабочих валков клетей зависит от
величины обжатия, диаметров валков и величин опережения.

Без учета опережения

§ =	(8-132)

(8-129)

(8-130)

(8-131)
Здесь К = ~ — коэффициент вытяжки при прокатке во второй
* 2
клети.

Если при заданном коэффициенте вытяжки Х2 и заданных диа-
метрах валков Д1 и Д2 соотношение скоростей не соответствует
равенству (8-132), то при прокатке между клетями будет иметь
место сжатие, когда отношение скоростей

а растяжение, когда

о>2

<»!	2 О2 ’

Рр2ДГ"

(8-133)

(8-134)

С тем чтобы избежать сжатия и растяжения металла, которые
недопустимы по условиям технологии прокатки, в особенности
йа балочных'станах, необходимо, чтобы система управления станом

а)

6)

Рис. 8-40. Схема прокатки металла на сля-
бинге:

а — прокатка в нечетном пропуске; б — прокатка в
четном пропуске

предусматривала автоматическое поддержание постоянства соот-
ношения скоростей в соответствии с равенством (8-132).

При установке вертикальных' валков перед горизонтальными
металл в нечетном пропуске идет от вертикальных валков к гори-
зонтальным, а в четном — от горизонтальных к вертикальным
(рис. 8-40). Поэтому в соответствии с равенством (8-132) отношение
скоростей вертикальных валков к горизонтальным при разном
направлении металла будет меняться. Так, например, для нечет-
ного пропуска можно написать, что
сов_________________________Ог 1

где	сог = со2 — скорость вращения горизонтальных вал-

ков;

а>в =	— скорость вращения вертикальных вал-

ков;

\ =	— коэффициент обжатия, соответствующий

прокатке в горизонтальных валках;

О1 — Ов, О2 '= Ог — диаметры вертикальных и горизонталь-
ных валков.
Для четного пропуска

> =	(8-136)

так как в этом случае

<о2 = <ов; <0* = <вг; Л2 = Хв; = Ог; == Ов.

Из сравнения (8-135) и (8-136) видно, что соотношение скоростей
вертикальных и горизонтальных валков должно меняться с изме-
нением направления движения металла. В прямом направлении
(в нечетном пропуске) соотношение скоростей должно быть
меньше, чем в обратном направлении (в четном пропуске). Если это
не учитывать и задаться постоянным средним соотношением скоро-
стей —, то при этом в нечетном пропуске металл будет испытывать
сог
сжатие, а в четном — растяжение.

На слябингах и на толстолистовых станах производится про-
катка относительно толстых заготовок, поэтому с технологической
стороны усилия сжатия и растяжения, связанные с отклонением
соотношения скоростей от установленного, не оказывают сущест-
венного влияния на качество прокатки. В этом случае необходимо
учитывать, что при прокатке возможна перегрузка двигателя вер-
тикальных валков, как менее мощного, чем двигатель горизонталь-
ных валков. Поэтому для привода вертикальных валков приме-
няется двигатель с мягкой механической характеристикой.

Старые системы управления реверсивными станами с одновремен-
ной прокаткой, металла в двух клетях предусматривают питание
двигателя вертикальных валков и двигателей горизонтальных вал-
ков от общих генераторов (обычно трех, соединенных между собой
параллельно). Однако такая система имеет тот недостаток, что
общие шины являются весьма громоздкими и отсутствует возмож-
ность раздельного регулирования скоростей двигателей напряже-
нием. Большинство современных систем управления имеют раз-
дельное питание двигателей. В этом случае необходимы меры для
обеспечения требуемого согласования скоростей вращения двига-
телей и правильного распределения нагрузок между ними. Управ-
ление всеми двигателями при раздельном их питании производится
от одного командного аппарата.

Схемы управления приводом горизонтальных валков слябин-
гов, реверсивных клетей балочных, толстолистовых станов строятся
на основе тех же принципов, что и схемы блюмингов, и здесь не
рассматриваются.

На рис. 8-41 представлена схема привода вертикальных валков
слябинга. В этой схеме скорость вращения двигателя управляется
изменением напряжения генераторов и потоком двигателя.

Обмотка возбуждения генератора ОВГ получает питание от воз-
будителя генератора ВГ, а обмотка возбуждения возбудителя
ОВВГ — от усилителя УГ. Усилитель УГ имеет четыре обмотки:
Рис. 8-41.’ Схема управления приводом вертикальных
валков слябинга
задающую УГЗ, обратной связи УГО, обмотку согласования скоро-
стей УГС и токовую УГТ.

Задающая обмотка УГЗ подключается на напряжение сети кон-
тактором 1В или 111. Намагничивающая сила задающей обмотки,
с целью форсирования протекания переходных процессов, значи-
тельно больше номинальной величины. Обмотка обратной связи
УГО в установившемся режиме получает питание от разности на-
пряжений: напряжения плеча потенциометра генератора С/аб и
напряжения сравнения /7ср, снимаемого с потенциометра сравне-
ния, который присоединен к магнитному усилителю УН. В пере-
ходных процессах обратная связь размыкается контактом 2В или
2Н и включается лишь в конце процесса возбуждения генератора,
когда напряжение генератора близко к номинальному.

Необходимо, чтобы соотношения скоростей вертикальных и го-
ризонтальных валков соответствовали заданным при любой регу-
лировочной скорости прокатки. Для этой цели обмотка согласова-
ния скоростей двигателей горизонтальных и вертикальных валков
УГС подключается на разность напряжений тахогенераторов ТГГ
и ТГВ через потенциометрические сопротивления. Назначение
этой обмотки состоит в поддержании постоянства заданного соот-
ношения скоростей, а также изменении этого соотношения в зави-
симости от направления прокатки.

Согласно (8-135) и (8-136) в нечетном пропуске соотношение ско-
ростей вертикальных и горизонтальных валков должно быть меньше,
чем в четном. Изменение этого соотношения производится тем, что
при работе стана в направлении «Вперед», т. е. в нечетном пропуске,
контакт Б замкнут и дополнительное сопротивление Вб выключено
а при работе стана в направлении'«Назад», т. е. в четном пропуске,
контакт Б разомкнут и дополнительное сопротивление Вб включено
в цепь тахогенератора вертикальных валков.

При выключенном дополнительном сопротивлении Вб напряже-
ние сравнения /7ср от тахогенератора вертикальных валков больше
напряжения сравнения С/гр_ г от тахогенератора горизонтальных
валков. В этом случае НС обмотки УГС, действуя встречно НС
обмотки УГЗ, уменьшает э. д. с. генератора и скорость вращения
двигателя вертикальных валков.

Для управления возбуждением двигателя вертикальных валков
используется возбудитель ВД с тремя обмотками: задающей ВДЗ,
обмоткой отрицательной обратной связи по току возбуждения дви-
гателя- В ДО и обмоткой положительной обратной связи по напря-
жению возбудителя ВДП. В цепи задающей обмотки имеются со-
противления, которые включаются контактами 4У и 5У в шестом
положении К-К. Обмотка отрицательной обратной связи ВДО,
действующая непрерывно, предназначена для снятия форсировки
процессов ослабления и усиления поля двигателя. Обмотка поло-
жительной обратной связи ВДП применяется для улучшения ка-
чества процесса усиления поля двигателя.
Управление двигателями вертикальных и горизонтальных вал-
ков производится одним общим командоконтроллером, и воздей-
ствие на схемы горизонтальных и вертикальных валков осущест-
вляется общими для обеих схем контакторами 1В, 2В, 1Н, 2Н, 1У,
2У, ЗУ, 4У, 5У.

§ 8-13. Ионный привод и ионное возбуждение
главных машин реверсивных станов

Ионные преобразователи применялись в нашей промышлен-
ности еще до 1940 г. Однако, как правило, их использование огра-
ничивалось лишь преобразованием переменного тока в постоянный
для питания заводских сетей.

В дальнейшем электротехнической промышленностью были
освоены и внедрены управляемые одноанодные и многоанодные
насосные и запаянные ртутные выпрямители, расширен выпуск
трансформаторов для ртутных выпрямителей. Все это благоприят- 
ствовало широкому применению ионных преобразователей в про-
мышленности и, в частности, в металлургии для использования
в системах электроприводов прокатных станов. -

Ионный привод в металлургической промышленности широко
применяли для нереверсивных и непрерывных прокатных станов,
где по условиям технологии отсутствует необходимость в реверсиро-
вании привода. К первым мощным установкам с управляемыми
ртутными выпрямителями УРВ следует отнести непрерывные тон-
колистовые станы горячей прокатки 1450 и 1700, трубные станы
140, 250 и 450, трехклетьевой стан холодной прокатки и т. д.

В настоящее время для большинства вновь, проектируемых не-
прерывных станов (листовых, сортовых, трубных) для питания
прокатных двигателей предусмотрены УРВ.

В последнее время ртутные выпрямители применяют и для ревер- _
сивных станов горячей прокатки. Увеличивающееся распростра-
нение ртутных выпрямителей для приводов прокатных станов
объясняется следующими преимуществами их в сравнении с вра-
щающимися преобразователями:

1)	простота конструкции ртутных выпрямителей (нет вращаю-
щихся частей, коллекторов, щеток);

2)	сравнительно невысокая Стоимость ионного преобразователя;

3)	весьма малая инерционность;

4)	малая мощность управления;

5)	высокий коэффициент полезного действия;

6)	отсутствие необходимости сооружения тяжелых фундаментов.

Ё главном приводе реверсивных станов горячей прокатки ртут-
ные выпрямители могут быть применены как для питания двига-
телей рабочих валков, так и для питания обмоток возбуждения
двигателей и генераторов.

При замене генераторов на УРВ резко уменьшается инерцион-
ность цепей управления, что облегчает получение оптимального
238
Переходного процесса. При этом из-за отсутствия электромагнитной
Инерции характер изменения задающего сигнала повторяется на-
пряжением ртутного выпрямителя. Следовательно, получение за-
данного характера переходного процесса сводится к формированию
задающего напряжения.

Схемы питания двигателей и обмоток возбуждения
от УРВ в главном приводе реверсивных станов

Для реверсивных приводов, работающих в условиях частого
пуска, реверса и торможения, необходимо, чтобы схема питания
от УРВ обеспечивала возможность изменения направления тока
в якоре двигателя (обмотке возбуждения). Так как ртутный выпря-
митель в нормальных условиях может пропускать ток только в од-
ном направлении, то для получения возможности реверса и режима
рекуперативного торможения, следует или каждый раз с изменением
направления тока нагрузки производить переключение в цепи
нагрузки, или иметь второй комплект ртутных выпрямителей.
Второй комплект РВ должен быть подключен к первому так, чтобы
он автоматически включался в работу при необходимости измене-
ния тока в цепи нагрузки.

Возможны следующие варианты схем питания от УРВ в ревер-
сивных приводах:

1.	Схемы с одним комплектом РВ и с переключателем в цепи
нагрузки.

2.	Схемы с двумя комплектами РВ: а) перекрестная схема;
б) встречно-параллельная схема.

Схема с одним комплектом РВ и с переключателем в цепи якоря
для питания прокатного двигателя реверсивного стана представ-
лена на рис. 8-42. В данном случае могут быть использованы два
ртутных преобразователя типа РМНВ-100 X 6 или один — типа
РМНВ-1000 X 12 с номинальным током 8000 а. Схема с переключа-
телем не обеспечивает непрерывность управления: наличие кон-
тактов в силовой цепи снижает надежность и маневренность системы;
для переключений в силовой цепи необходимы специальные перек-
лючатели -— реверсоры, рассчитанные на большие токи, на большое
число включений и на малое время срабатывания. В нашей про-
мышленности схемы с переключателем для главного привода ревер-
сивного стана не применяются.

В перекрестной схеме прокатного двигателя реверсивного стана
от РВ, представленной на рис. 8-43, используются два комплекта
ртутных выпрямителей с трансформаторами. Один комплект рабо-
тает в направлении «Вперед», второй — в направлении «Назад».
Если первый работает в выпрямительном режиме, то второй подго-
тавливается к работе в инверторном режиме. Таким образом, в пере-
крестной схеме нет полного использования как РВ, так и трансфор-
маторов. Преимуществом данной схемы, в сравнении с предыдущей,
является непрерывность управления, готовность в любой момент
перейти от двигательного режима к тормозному, и наоборот. Пере-
крестные схемы могут быть выполнены с одноанодными и многоанод-

Рис. 8-42. Схема питания прокатного двигателя реверсивного стана
с одним комплектом РВ и переключателем в цепи якоря

ними вентилями. При этом применяется либо один трансформатор
с двумя самостоятельными комплектами вторичных обмоток, либо
два отдельных трансформатора.

Рис. 8-43. Перекрестная схема питания прокатного двигателя от двух комплек-
тов ртутных выпрямителей с трансформаторами

На рис. 8-44 изображена встречно-параллельная схема питания
от РВ прокатного двигателя реверсивного стана. Эта схема состоит
из двух групп вентилей: анодной группы, в которой аноды вентилей
соединены в одну точку, и катодной группы, в которой катоды сое-
динены в одну точку. В связи с этим в таких схемах возможно
применение лишь одноанодных вентилей. Анодная и катодная
группы работают поочередно. Одна группа работает в направлении
^«Вперед», другая — в направлении «Назад», т. е. и в этой схеме нет
полного использования вентилей. Вторичные же обмотки трансфор-
маторов в отличие от перекрестной схемы, работают непрерывно.
Одни и те же вторичные обмотки загружены как при работе первой,
так и при работе второй групп, что позволяет ограничиться одним

Рис. 8-44. Встречно-параллельная схема питания прокатного двигателя
реверсивного стана

комплектом вторичных обмоток и лучше использовать трансформа-
тор. Габаритная мощность трансформатора снижается при этом
примерно на 20%, что имеет существенное значение для электро-
приводов большой мощности. В связи с указанным наиболее целе-
сообразно для питания двигателя валков реверсивного стана при-
менять встречно-параллельную схему.

На рис. 8-45 представлены схемы питания обмоток возбуждения
генератора и двигателя реверсивных станов. Во всех этих схемах
применяется соединение первичной обмотки трансформатора в
звезду (треугольник), вторичной — в зигзаг (двойной зигзаг).

Схема с переключателем (рис. 8-45, а) на практике не применяется
из-за недостатков, отмеченных выше. Для питания обмотки воз-
буждения генераторов более предпочтительна перекрестная схема
(рис. 8-45, б), так как при относительно небольшой потребной мощ-
ности экономия в габаритах и стоимости трансформатора при ис-
пользовании встречно-параллельной схемы несущественна. В то
же время по мощности в данном случае подходят треханодные ртут-
ные выпрямители типа РМ-200, которые во встречно-параллельной

Рис. 8-45. Схемы питания
гателя

обмоток возбуждения генератора и дви-
реверсивного стана:

а — от одного комплекта РВ с переключателем в цепи обмотки возбуждения;
б — перекрестная; в — встречно-параллельная; г — питание обмоток возбужде-
ния двигателя

схеме (рис: 8-45, в) йе могут быть применены. Для питания обмотки
возбуждения прокатного двигателя используется нереверсивная
схема (рис. 8-45, г), в которой обычно применяется комплект одно-
анодных ртутных выпрямителей типа РМ-250 X 3.

Регулирование напряжения ртутных выпрямителей

В управляемом ртутном выпрямителе зажигание дуги произво-
дится с помощью сетки. С момента образования дуги сетка теряет
свое воздействие на ход разряда. После возникновения разряда по-
гасить дугу можно размыканием анодной цепи или снижением анод-
ного напряжения. Дуга горит до тех пор, пока действующее в цепи
анода напряжение С7а больше падения напряжения в дуге Д?7а.
Когда это напряжение станет меньше ДС/а, дуга гаснет.

Аноды многоанодных ртутных преобразователей работают (го-
рят) поочередно. В каждый данный момент времени горит тот анод,
который имеет наибольший потенциал по отношению к катоду.
Потенциал работающего анода лишь на небольшую величину отли-
чается от потенциала катода. Поэтому потенциал катода будет
выше потенциалов неработающих анодов. В связи с этим при зажи-
гании какого-либо анода происходит потухание ранее горевшего
анода, так как его потенциал становится меньше потенциала катода.
Переход дуги с одного анода на другой при наличии индуктивности
в цепи нагрузки происходит не мгновенно, а в течение некоторого
небольшого промежутка времени.

Регулирование напряжения ртутного выпрямителя осущест-
вляется изменением угла запаздывания зажигания, угла регулиро-
242
вания. Угол запаздывания зажигания отсчитывается от точки есте-
ственного зажигания, соответствующей точке пересечения соседних
синусоид вторичного напряжения питающего трансформатора
(точка а, рис. 8-46).

При активной нагрузке анодный ток пропорционален выпрям-
ленному напряжению РВ и имеет место лишь при положительных
полуволнах вторичного напряжения трансформатора. При наличии
в цепи нагрузки дросселя (индуктивности) напряжение на аноде
складывается из вторичного напряжения трансформатора и э. д. с.
самоиндукции дросселя. Когда анодный ток нарастает, э. д. с.
самоиндукции отрицательная и в цепи анода действует разность
э. д. с. (э. д. с. вторичной обмотки трансформатора и э. д. с. само-
индукции дросселя). При спадании тока э. д. с. самоиндукции поло-
жительна и в цепи анода действует сумма этих э. д. с. Часть э. д. с.
самоиндукции тратится в сопротивлении цепи, а остальная ее часть
компенсирует вторичное напряжение, когда оно отрицательно.
Этим создается возможность прохождения тока в отрицательный
полупериод вторичного напряжения трансформатора.

Среднее выпрямленное напряжение ртутного преобразователя
.при бесконечно большой индуктивности в цепи выпрямленного
тока определяется как

^=й?0со§а,	(8-137)

где	а — угол запаздывания зажигания;

17а0 =	81п — средне-выпрямленное напряжение при пол-

ностью открытом вентиле, т. е. при а = 0;

— средне-выпрямленное напряжение при а
0.

* Из уравнения (8-137) следует, что при а = 90° средне-выпрям-
ленное напряжение равно нулю. Этому случаю соответствует кри-
вая выпрямленного напряжения (рис. 8-46, в), у которой площадь,
ограниченная положительной частью кривой, равна площади,
ограниченной отрицательной частью. Если а 90°, то средне-вы-
прямленное напряжение — положительная величина (рис. 8-46, а, б),
а при а 90° — отрицательная (рис. 8-46, г, д'). В первом случае
вентиль работает в выпрямительном режиме, а во втором — в ге-
нераторном-инверторном, если со стороны нагрузки на анод будет
подан положительный потенциал.

Инвертирование — это процесс преобразования постоянного
тока в переменный, при котором поток электрической мощности
идет от источника постоянного тока в цепь переменного. В ревер-
сивных электроприводах имеют место выпрямительный и инвер-
торный режимы. Так, при двигательном режиме ртутный преобра-
зователь работает в выпрямительном режиме, при генераторном
режиме двигателя ртутный преобразователь должен работать в ин-
верторном режиме.
0)г:	п Ш	ос~0°

Рис. 8’46. Кривые выпрямленного напряжения ртут-
ного выпрямителя при разных углах регулирования:
а — а = 0: б — а = 60°; в — а — 90°; г — а = 120°; д — а= 150°
Переход от выпрямительного к инверторному
режиму и необорот
Начальная фазировка

Переход от выпрямительного режима к инверторному при сохра-
нении направления тока в вентиле может быть получен при сле-
дующих условиях: 1) подключенный к ртутному преобразователю
двигатель работает в генераторном режиме; 2) на анод вентиля
подается положительный потенциал напряжения двигателя, причем
напряжение двигателя больше средне-выпрямленного отрицатель-
ного напряжения РВ\ 3) отпирание сеткой вентиля производится
в области отрицательных полуволн вторичного напряжения транс-
форматора. В инверторном режиме ток, не меняя направления,
проходит через вентиль под воздействием разности мгновенных
значений э. д. с. (Едв — е2), где Едв — э. д. с. двигателя, работаю-
щего в генераторном режиме; е2 — э. д. с. вторичной обмотки тран-
-сформатора. В данном случае е2 противодействует Едв, следова-
тельно, мощность будет передаваться от двигателя через вентиль
в сеть переменного тока. Предельный угол регулирования при
инверторном режиме, если не принимать во внимание периоды ком-
мутации и деонизации, равен 180°. При больших значениях этого
угла потенциал анода, который должен вступить в работу, стано-
вится меньше потенциала работающего анода. По этой причине
дуга не перейдет на очередной анод, а будет продолжать гореть
на работающем аноде, что приведет к аварийному режиму корот-
кого замыкания. В реальных условиях предельный угол меньше
180°.

Чтобы обеспечить переход дуги от предыдущего анода к очеред-
ному в инверторном режиме, открытие очередного анода должно
происходить с некоторым опережением против начала отрицатель-
ного полупериода. В этом случае при выборе'минимального угла
опережения рШ1Н (рис. 8-46, д) необходимо не только учесть время
коммутации, измеряемое углом у, но также предусмотреть и то,
что предыдущий вентиль должен успеть восстановить свои запира-
ющие свойства. В противном случае произойдет повторное зажига-
ние этого вентиля. Следовательно, для нормальной работы выпрями-
теля в инверторном режиме необходимо, чтобы

Рм„н = Т + 6>	(8-138)

где 6 — угол, соответствующий времени восстановления запирания;
у — время деонизации.

Минимальное значение угла р определяется наибольшими вели-
чинами углов у и 6. Угол коммутации достигает максимальной ве-
личины при толчках нагрузки и равен 15—18°, а угол деонизации —
примерно 12°.

Таким образом, минимальный угол опережения

Рмин^18+12 = 30°.	(8-139)
Отсюда следует, что допустимое значение угла регулирования,
ограничиваемое коммутационной способностью РВ в инверторном
режиме, определяется как

«доп = 180 - ₽мин = 180 - 30 = 150°.

Рис. 8-47. Зависимость угла сдви-
га фазы напряжения выхода фазо-
регулятора от намагничивающей
силы, приложенной ко входу фа-
зорегулятора

Изменение угла регулирования производится изменением сте-
пени подмагничивания дросселей насыщения фазорегулятора.
Каждый дроссель имеет обмотку смещения, с помощью которой
создается начальное подмагничива-
ние дросселя, и обмотку управле-
ния, с помощью которой изменяет-
ся состояние подмагничивания дрос-
селя и производится изменение
сдвига фазы напряжения на выходе
фазорегулятора.

При начальном подмагничива-
нии, когда угол сдвига фазы между
напряжением анода и напряжени-
ем на выходе фазорегулятора ра-
вен а0 = 90° (средне-выпрямлен-
ное напряжение ртутного выпря-
мителя равно нулю), намагничи-
вающая сила обмотки управления
должна быть равна нулю (Еу — 0).
Если при этом учесть, что при
полностью открытых вентилях
а = 0, а допустимый полный диапа-
зон угла регулирования Дамакс =
— 150°, то допустимое максималь-
ное изменение угла в инверторном
режиме составит 60°.

На рис. 8-47 представлена кри-
вая зависимости угла сдвига фазы
от намагничивающей силы, прило-
женной ко входу фазорегулятора

О = /(^)- На кривой точка О1г соответствующая начальному под-
магничиванию, получена за счет намагничивающей силы обмотки
смещения Гск. Для полного открытия вентилей ко входу фазорегу-
лятора от обмотки управления следует приложить намагничиваю-
щую силу Гув, действующую согласно с Гс„, а для получения ин-
верторного режима с допустимым углом регулирования, равным
60°, следует приложить намагничивающую силу Еуи — действую-
щую встречно Г,.м. При этом Гу„ — Еси.

Наряду с указанным ранее перекрестная и встречно-параллель-
ная схемы отличаются друг от друга еще тем, что в перекрестной
схеме анодныё напряжения обоих преобразователей находятся
в фазе, а во встречно-параллельной — в противофазе. В соответ-
ствии с этим панели питания преобразователей во встречно-парал-
лельной схеме должны быть подключены к сеткам так, чтобы поло-
жительные импульсы, подаваемые на сетки одного преобразова-
теля, были сдвинуты относительно положительных импульсов сеток
другого преобразователя на 180°.

Ионный привод рабочих валков реверсивного стана

На рис. 8-48 представлена упрощенная перекрестная схема ре-
версивного ионного привода в однолинейном изображении без ука-
зания присоединений обмоток суммирующего магнитного усили-
теля СМУ.

В этой схеме параллельно соединенные обмотки управления ОУ
каждого фазорегулятора (1ФС и 2ФС) подключаются общей цепью

Рис. 8-48. Перекрестная схема реверсивного ионного привода
в однолинейном изображении

к выходу суммирующего магнитного усилителя. Управляющие
обмотки каждого фазорегулятора шунтируются цепочкой из вен-
тиля ВС и сопротивления 7?п. Вентили ВС и сопротивления Н„
служат для ограничения тока управления обмоток фазорегуляторов
в инверторном режиме, при котором диапазон изменения угла сдвига
фазы меньше, чем в выпрямительном (60° вместо 90°).

Для получения указанной на схеме (рис. 8-48) полярности на-
пряжения двигателя необходимо, чтобы преобразователь 1РВ рабо-
тал в выпрямительном режиме, а 2РВ -— был подготовлен к инвер-
торному режиму. Для этого на вход СМУ подается сигнал такого
направления, при котором рабочая точка характеристики фазорегу-
лятора 1ФС перемещается вверх, а фазорегулятора 2ФС — вниз
(см. сплошные стрелки у кривых рис. 8-48); угол регулирования
преобразователя 1РВ уменьшается, а преобразователя 2РВ —
увеличивается. При изменении направления сигнала на входе СМУ
рабочая точка характеристики фазорегулятора 1ФС перемещается
вниз, а фазорегулятора 2ФС — вверх (см. пунктирные стрелки
у кривых рис. 8-48); угол регулирования преобразователя 1РВ
увеличится, а 2РВ — уменьшится, т. е. теперь 2РВ будет рабо-
тать в выпрямительном режиме, а 1РВ — подготовлен к инвер-
торному.

Если при работе системы сигнал со входа СМУ снять, то токи
в управляющих обмотках фазорегуляторов быстро упадут до нуля
и углы регулирования обоих преобразователей станут равными 90°.
Преобразователь 1РВ, ранее работавший в выпрямительном ре-
жиме, выключится из работы, так как на анодах его подается от
двигателя отрицательный потенциал. Преобразователь 2РВ будет
иметь в аноде положительный потенциал, но он не включится в ра-
боту, так как при а = 90° средне-выпрямительное напряжение его
равно нулю. В данном случае этот преобразователь для двигателя
эквивалентен омическому сопротивлению малой величины, поэтому
двигатель будет работать в режиме динамического торможения
с большими токами в цепи, якоря. Для ограничения тока в цепи
якоря применяется отрицательная обратная связь по току дви-
гателя обычно с отсечкой. Если ток в цепи якоря двигателя пре-
высит предельное значение, то вступает в действие ртрицательная
обратная связь по току, которая в режиме торможения стремится
замедлить темп спадания выходного напряжения СМУ и тока
управляющих обмоток фазорегуляторов. Поэтому выпрямленные
напряжения преобразователя 2РВ не снизятся сразу до нуля при
переводе командоконтроллера из рабочего направления «Вперед»
в нулевое положение. Это напряжение, действуя встречно э. д. с.
двигателя, уменьшает тормозной ток двигателя.

С учетом действия отрицательной обратной связи ток двигателя

в инверторном режиме

тори

4- Е -4- 1Е соз а — Аб/
1 дв 1 «о__________________а

2/?

(8-140)

где Едв — э. д. с. двигателя в генераторном режиме;

1/а соз а — средне-выпрямленное напряжение преобразова-
теля 2РВ в инверторном режиме;

а — угол регулирования преобразователя 2РВ, боль-
ший 90°;

ЕД — полное сопротивление якорной цепи;

А(7а — падение напряжения в дуге.

Из (8-140) видно, что величина тока двигателя в инверторном
режиме уменьшается с увеличением а, так как соз а при этом воз-
растает по абсолютной величине.

При пуске двигателя от ртутного преобразователя нельзя сразу
приложить к обмотке управления фазорегулятора полное напря-
жение, так как напряжение выпрямителя начнет чрезмерно быстро
возрастать, что приведет к возникновению очень больших пусковых
токов в цепи якоря двигателя. Таким образом, в отличие от системы
Г — Д, где требуется форсировка процесса роста напряжения гене-
ратора при пуске двигателя, в системах УРВ — Д следует ограни-
чивать рост напряжения выпрямителя. Для этой цели приме-
няются токовое регулирование и формирование задающего сигнала.

В первом случае действие токовой отрицательной обратной связи,
являющейся обратной связью по производной скорости, направлено
в сторону снижения интенсивности изменения напряжения выпря-
мителя. Однако одна гибкая обратная связь, охватывающая не-
сколько инерционных звеньев, может вызвать колебания в кривой
напряжения РВ и тока двигателя. В связи с этим требуется преду-
сматривать еще дополнительную гибкую обратную связь.

Применение в схеме ионного привода гибких обратных связей,
замедляющих протекание переходных процессов, приводит к тому,
что переходные процессы по характеру мало отличаются от процес-
сов в простой системе Г — Д. В результате преимущество ионного
привода — малая инерционность — не используется. Наиболее це-
лесообразно для получения требуемой интенсивности изменения
напряжения РВ формировать задающий сигнал, подаваемый на
вход суммирующего усилителя. При этом, если инерционность сум-
мирующего усилителя и фазорегулятора малы, напряжение РВ
будет по форме соответствовать задающему сигналу.

На рис. 8-49 представлена система ионного привода реверсивного
стана, разработанная Ленинградским отделением ГПИ Тяжпром-
электропроект. В такой системе двигатель получает питание от
двух групп ртутных выпрямителей 1РВ и 2РВ, соединенных по
встречно-параллельной схеме. Быстродействующие системы сеточ-
ного управления каждой группы 1ССУ и 2ССУ питаются от отдель-
ных суммирующих усилителей ЮМУ, 2СМУ. Каждый усилитель
имеет по шесть обмоток: обмотку уравнительного тока ОУТ, при-
ключенную к выходу диодного мостика ДМ3', напряжения ОН —
подключенную к напряжению якоря; обмотку задания уравнитель-
ного тока ОЗУТ, подключенную к независимому напряжению и
предназначенную для установления заданной величины уравни-
тельного тока; смещения ОСМ, с помощью которой выбирается
начальная точка фазировки; задающую 03, определяющую задан-
ную величину скорости вращения двигателя; формирующую ОФ —•
формирующую переходной процесс при пуске и торможении дви-
гателя.

Для сопряжения характеристик выпрямителя и инвертора пре-
дусматривается регулирование уравнительного тока. Измерение
уравнительного тока производится с помощью двух последовательно
включенных магнитных усилителей 1МУ и 2МУ, работающих на
частоте 1000 гц. Усилитель 1МУ подмагничивается током катодной
группы, усилитель 2 МУ — током анодной группы. Усилитель,
подмагничиваемый током работающей группы, сильно насыщен и
не оказывает влияния на работу системы. Усилитель неработающей
группы подмагничивается уравнительным током, величина которого
недостаточна для насыщения усилителя. Поэтому на обмотку ОУТ
будет подаваться сигнал, пропорциональный уравнительному току.

Рис. 8-49. Система ионного привода реверсивного стана, разработанная
Ленинградским отделением ГПИ Тяжпромэлектропроект

НС обмотки ОУТ сравнивается с НС обмотки задания уравнитель-
ного тока ОЗУТ и результирующая НС этих обмоток воздействует
на напряжение РВ, поддерживая на заданном уровне величину
уравнительного тока.

Обмотка ОН предназначена для получения жестких механиче-
ских характеристик привода. Задающая ОЗ и формирующая ОФ
обмотки получают сигнал от задающего потенциометра 377 и уси-
250
лительного диодного мостика ДМ1. При этом обмотка ОФ присоеди-
няется к контуру питания с помощью конденсатора С.

Диодный усилительный мостик ДМ1 включен на напряжение
так, что по нему все время протекает ток. При этом, если напря-
жение С^ад равно нулю, то напряжение между точками а и б мо-
стика, а также токи обмоток ОЗ и ОФ равны нулю.

При скачкообразном изменении задающего напряжения, поляр-
ностью, указанной на рис. 8-49, к вентилям 1 и 2 мостика ДМ1
снизу приложен положительный потенциал, в результате чего эти
вентили будут заперты. (Усилительный мостик ДМ1 для нагляд-
ности представлен отдельно на рис. 8-50, а.) В указанном случае

Рис. 8-50. Усилительный мостик схемы рис. 8-49

ток пройдет от 4- через вентиль 4, нагрузку, сопротивление за-
дающего потенциометра ПЗ, через вентиль 3, сопротивление к
— 6^. Таким образом, при приложении к системе задающего сигнала
С^зад в ней будет действовать напряжение, равное сумме С/зад 4~
4- 01-

При наличии задакдцего сигнала С/зад схема (рис. 8-50, а) мо-
жет быть заменена эквивалентной, представленной на рис. 8-50, б.

Для такой схемы справедливы следующие исходные уравнения:

4" ^зад —	4"/ф#ф 4- 11%1>

^ОзДоЗ == Ср + ^оф^?оф»

^оф^оф = ^ф-^ф>
= *оз 4- *'с»

*с = *оф 4-

(8-141)

(8-142)

(8-143)

(8-144)

(8-144а)

251
Здесь 11х — входное напряжение усилительного моста ДМ1\

/с — ток цепи конденсатора С;

/ф — ток в цепи сопротивления

4 — ток в цепи сопротивления

/03;	— ток и сопротивления цепи задающей обмотки;

/оф; 7?Оф — ток и сопротивление цепи формирующей обмотки;

р —• оператор дифференцирования.

Выполняя в приведенных уравнениях соответствующие преоб-

разования, запишем

Здесь

^'оф

ГЛ+Е/зад
'°з ~ ^+Р03

Т.

ЕЛ+^зад

Яоф + /?оз + #1

1 . 1

^ф ^оф

(8-145)

(8-146)

^оф #оз	^ф

— Г ^Ф^Оф I #1#ОЗ

I Яф + #оф #1 + #оз

1—г

Iе с;

1 , 1

— I

т

е с

В начальный момент включения напряжения 67зад (при 1 = 0)
намагничивающие силы обмоток ОФ и 03, согласно уравнениям
(8-145) и (8-146), соответственно равны:

	^1 4~ ^зад_^оф .
р Г 1____________।	1	। _1_।_}_| ^оф

Ч^оф + #оз	Яф]

	^4 ~4~ ^зад_к'оз
± + 14-2-4-11
#О$_____________#03	#1	^?ф!

(8-147)

(8-148)

На рис. 8-51 изображены кривые НС задающей и формирующей
обмоток суммирующих усилителей в процессе пуска и торможения
двигателя. Обычно напряжение примерно раз в 20—30 больше
задающего, поэтому при достаточно больших значениях постоянной
времени Тс (порядка 2—3 сек) после скачкообразного приложения
задающего напряжения сумма намагничивающих сил Р03 + Роф
будет практически изменяться по прямолинейному закону от на-
чального значения Роз нач + роф_ нач (I участок кривой). Когда -
напряжение нагрузки (напряжение между точками виг рис. 8-50, а)
станет равным задающему напряжению 67зад, т. е. когда 1/аб станет
равным нулю, вентили 1 и 2 вновь откроются и подача напряжения
6/, в цепь обмоток ОФ и 03 прекратится, прекратится и дальнейший
рост напряжения ртутного выпрямителя (II участок кривой
рис. 8-51).

Для торможения двигателя до его полной остановки, задающий
сигнал следует снизить до нуля. При этом запираются вентили <3
и 4, так как на усилительный мостик будет подано напряжение со
стороны конденсатора. В этом случае результирующая намагничи-
вающая сила, равная разности

Г   р   р
Грез	'оф ' оз>

вначале резкб снизится до некоторой величины, а затем станет умень-
шаться по закону, приближающемуся к прямолинейному (III уча-
сток кривой). Так как в рассматриваемой системе применяются
быстродействующие усилители и фазорегуляторы, то форма напря-
жения на якоре двигателя будет подобна форме кривой результи-
рующей НС суммирующего усилителя соответствующей группы вы-
прямителей. Благодаря начальному скачку напряжения РВ и

Рис. 8-51. Кривые НС обмоток задающего узла в переход-
ных процессах схемы рис. 8-49

практически прямолинейному его последующему изменению, ток
двигателя в переходных процессах будет иметь примерно постоян-
ное значение.

В системе предусматривается для контроля тока двигателя от-
рицательная обратная связь по току с отсечкой. С помощью магнит-
ного усилителя МУ частотой 1000 гц замеряется ток цепи якоря дви-
гателя, и сигнал, пропорциональный этому току, через диодный
мостик ДМ4 подается в цепь сравнения. Основным элементом узла
токовой отсечки является полупроводниковый триод ПТ, включен-
ный через усилительный мостик ДМ2 в цепь задающей обмотки.
Триод обычно находится в открытом состоянии. Если ток двига-
теля превысит заданное предельное значение, то на вход триода
будет подан запирающий сигнал,, что приведет к уменьшению за-
рядного тока конденсатора и, следовательно, к снижению интен-
сивности нарастания напряжения Ц., тока задающей обмотки 03
и напряжения выпрямителя, т. е. к снижению динамического тока
двигателя.
Ионное возбуждение машин главного привода
реверсивных станов

Применение управляемых ртутных выпрямителей для питания
обмоток возбуждения генераторов и двигателей главного привода
станов.дает возможность получить высокое качество динамических
и статических режимов. Благодаря безынерционности и высокому
коэффициенту усиления РВ система управления с ионным возбу-
ждением имеет малое количество инерционных звеньев и малую
мощность управления.

Особенность работы ионных преобразователей при питании ими
обмоток возбуждения состоит в том, что в инверторном режиме ток
обмотки возбуждения генератора, в результате действия э. д. с.
самоиндукции обмотки, продолжает протекать через ту же группу
вентилей, которая работала ранее в выпрямительном режиме. Таким
образом, в системе Г—Д с ионным возбуждением генератора при
одном и том же направлении вращения прокатного двигателя как
в выпрямительном, так и в инверторном режимах работает только
один комплект РВ. В связи с этим в схемах с ионным возбуждением
подача положительных отпирающих импульсов на сетки нерабо-
тающего комплекта РВ производится не для подготовки к инвер-
торному режиму, а для ограничения уравнительного тока. Следует
также учесть, что максимальное напряжение ионного возбудителя
должно выбираться исходя из необходимости обеспечить форсиро-
ванный процесс возбуждения-генераторов и двигателей.

Максимальное потребное напряжение для питания обмотки
возбуждения генератора определяется сротношением

^вг. макс ~ ^вг. в 0вг ^"вд ~Ь Кэ) (®ф “Ь 0 »	(8-147в)

где /вг. н — номинальный ток возбуждения;

гвг; гвд — сопротивление обмотки возбуждения и допол-
нительное сопротивление в цепи этой обмотки;

Рв =	+ Кт — эквивалентное сопротивление;

Кт; хг—активное и индуктивное сопротивление фазы
вторичной обмотки трансформатора;

. <Хф — коэффициент форсировки.

Напряжение РВ, соответствующее номинальному току возбу-
ждения генератора:

= <8-148а)

Отсюда следует, что при номинальном токе возбуждения генера-
тора РВ находится в сильно зарегулированном режиме.

На рис. 8-52 изображена система управления главным приводом
реверсивного стана с ионным возбуждением генераторов и прокат-
ного двигателя Д, где не представлена релейно-контакторная часть
системы, в основном мало отличающая от ранее рассмотренной
254
Рис. 8-52. Система управления главным приводом реверсивного стана с ионным возбуж-
дением генераторов и прокатного двигателя
в системе электромашинкою управления. Питание обмоток возбу-
ждения генераторов в такой системе осуществляется от двух ком-
плектов РВ типа РМ-200, соединенных по перекрестной схеме. При
этом используются трансформаторы типа ТМР-180/0,5.

Управляющие обмотки фазорегуляторов 1ФС и 2ФС, соединен-
ные в общую цепь, получают питание от общего магнитного усили-
теля УМГ, который имеет четыре обмотки: задающую УГЗО,
токовую УГТ, гибкой обратной связи УГГ и обмотку положительной
обратной связи У ГП. Обмотка управления УГЗО присоединяется
к потенциометру генератора ПГ, к задающему потенциометру ПЗГ
и затем через вентиль ВЗ или В4 к потенциометру сравнения ПСН.
В цепь обмотки УГЗО с потенциометра ПГ подается напряжение
у06/г, где у0 =	— отношение сопротивления плеча потенцио-

Апг

метра к полному сопротивлению потенциометра; с потенциометра
ПЗГ — 6/зад; с потенциометра ПСН — 14 ср.

Когда

I] ___V [1 "> [1 ~Ь

обмотка УГЗО подключается одновременно к двум напряжениям:
{7зад — Уо^г и 67ср (здесь — сопротивление в цепи напряжения
6/зад — Уо^г; Ру — сопротивление цепи обмотки УГЗО между точ-
ками виг). При этом ток обмотки УГЗО равен сумме токов: от на-
пряжений Пзад — У(ДГ и 14 Для снижения влияния разности
6/зад — Уо^г, т. е. для ослабления действия отрицательной обрат-
ной связи по напряжению в переходных процессах, сопротивление
Рх цепи напряжения (^7зад — Уо^г) выбирается во много раз боль-
шим сопротивления /?ср цепи напряжения 14ср. При больших зна-
чениях соотношения ток обмотки УГЗО — примерно постоян-

Кср

ная величина, так как его величина определяется главным образом
напряжением сравнения 14ср. Под влиянием постоянной по величине
НС обмотки УГЗО на выходе усилителя УМГ возникнет напряже-
ние, которое будет действовать в сторону уменьшения угла регули-
рования первого комплекта РВ и в сторону увеличения угла регу-
лирования второго комплекта РВ. При этом на обмотки возбужде-
ния генераторов для получения форсированного процесса будет
подано от РВ повышенное напряжение. С развитием процесса уве-
личивается э. д. с. генераторов, увеличивается также суммарная
НС усилителя в результате действия обмотки положительной об-
ратной связи У ГП. Одновременно уменьшается разность (^7зад —
— Уо^г)- Когда Ц,ад —у0^г станет равным Е/	, цепь об-

мотки УГЗО от напряжения 14 ср благодаря вентилю ВЗ (В4) разомк-
нется, и питание этой обмотки будет происходить далее от умень-
шающейся разности 14зая — у0^7г. С этого момента времени начи-
нается отсечка форсировки процесса возбуждения. НС задающей
юбмотки УГЗО станет резко уменьшаться до значения, соответст-
вующего номинальному установившемуся режиму, станет увеличи-
ваться угол регулирования работающего комплекта и уменьшаться
напряжение на обмотках возбуждения генераторов.

Токовая обмотка УГТ подключается на разность напряжений:
а1Пп*, пропорциональное току якоря двигателя, и Псрт, сни-
маемое с потенциометра ПСТ. В цепи обмотки УГТ имеется нели-
нейный мостик В1, с помощью которого обратная связь потоку
включается лишь тогда, когда ток двигателя превысит уставочное
значение, равное /уст =	. С помощью НО контактов 4У цепь

токовой обмотки УГТ размыкается, при ослаблении поля двигателя
и при установившемся режиме на скоростях вращения выше основ-
ной. При этом контроль за изменением тока осуществляется воздей-
ствием на поток двигателя.

Питание обмотки возбуждения двигателя производится от однОго
комплекта РВ типа РМВ250ХЗ с трансформатором ТНР-600/10.
Управляющие обмотки УФ фазорегулятора ФС присоединены к вы-
ходу магнитного усилителя УМД, имеющего четыре обмотки: за-
дающую УДЗ, формирующую УДФ, обратной связи УДО и токовую
УДТ. Задающая обмотка УДЗ получает питание от задающего
потенциометра ПЗД, сопротивление которого меняется с помощью
НО контактов 4У и 5У. При замкнутых контактах 4У и 5У ток
задающей обмотки имеет значение, соответствующее номинальному,
полному току возбуждения двигателя,’а при разомкнутых — осла-
бленному. Формирующая обмотка УДФ подключается последова-
тельно с сопротивлением и конденсатором к потенциометру ПЗД',
кроме того, к обмотке УДФ параллельно присоединен вентиль В7,
разрешающий прохождение тока в обмотке УДФ лишь в одном на-
правлении: от конденсатора -к обмотке. Формирующая обмотка
предназначена для того, чтобы при разгоне двигателя выше основ-
ной скорости, увеличить темп ослабления в начале процесса, ком-
пенсировать замедляющее действие вихревых токов в станине дви-
гателя. Ее действие сводится к следующему. В начале процесса
ослабления поля двигателя после размыкания контактов 4У и
5У резко снижается напряжение, подаваемое в цепь обмотки УДФ
и конденсатора С. Последний станет разряжаться на обмотку УДФ,
которая, действуя встречно задающей УДЗ, увеличит форсировку
процесса ослабления. С разрядом конденсатора ток в формирующей
обмотке падает постепенно до нуля. При усилении потока двигателя
с целью ограничения тока его в режиме торможения дополнительная
начальная форсировка с помощью обмотки УДФ не требуется, по-
этому ее действие исключается применением вентиля В7, шунтирую-
щего обмотку. В этом случае, когда напряжение, подаваемое в цепи

* Здесь а =

«О

257

9 В. П. Бычков
обмотки УДФ и конденсатора при замыкании контактов 4У, 5У,
увеличится, разряд конденсатора будет происходить не через об-
мотку, а через вентиль В7.

Обмотка отрицательной обратной связи по току возбуждения
УДО подключена к выходу мостикового выпрямителя В2. Послед-
ний связан со вторичной обмоткой промежуточного трансформатора
ТП (точки а, б, см. рис. 8-52), первичная обмотка которого получает
питание от трансформатора тока ТТ, замеряющего первичный ток
трансформатора ртутного выпрямителя ТРД. Наличие в схеме об-
мотки УДО позволяет применить повышенные значения задающего
напряжения, что обеспечивает протекание процессов ослабления
и усиления поля с форсировкой.

Токовая обмотка УДТ подключается на разность напряжений;
а//?о, пропорционального току двигателя, и напряжения сравнения
^ср.т — при работе на установившейся скорости с ослабленным
полем двигателя и в режиме разгона двигателя с основной до повы-
шенной скорости. Ограничение тока двигателя при этом произво-
дится с переменной уставкой, уменьшающейся при увеличении
степени ослабления поля двигателя. Переменная уставка достигается
тем, что на потенциометр сравнения ПСТ подается сумма двух
напряжений: постоянного по величине напряжения и напряжения
1Д5, пропорционального току возбуждения двигателя. В связи
с этим с ослаблением поля двигателя уменьшается напряжение
сравнения (7ср т и токовая обмотка УДТ вступает в действие при
меньших значениях тока двигателя.

К управляющим обмоткам фазорегулятора УФ подключен вен-
тиль В5, а к дополнительному сопротивлению в цепи этих обмоток —
вентиль Вб. Вентиль В5 предназначен для ограничения тока об-
моток УФ в процессе усиления поля двигателя. Вентиль Вб необхо-
дим для автоматического включения дополнительного сопротивле-
ния в процессе ослабления поля двигателя, когда меняется поляр-
ность усилителя УМД, для ограничения форсировки ослабления

поля.

Пуск двигателя до основной скорости

производится переводом командоконтроллера из нулевого в чет-
вертое положение. В этом случае замыкаются контакты В (при
пуске в направлении «Вперед») и контакты 1У, 2У, ЗУ и в цепь
обмотки УГЗО подается напряжение 67зад — уДД, уменьшающееся
с развитием процесса. Однако ток и НС обмотки УГЗО останутся
практически постоянными до тех пор, пока (7зад — у014[ будет

ср-	Благодаря

''У

больше

дополнительному действию об-

мотки положительной обратной связи УГП процесс возбуждения

генераторов будет протекать при возрастающем коэффициенте фор-
сировки возбуждения генераторов. Этим преследуется цель полу-
чить прямоугольную форму кривой тока и линейный характер из-
менения скорости вращения двигателя при пуске. При пуске дви-
гателя до любой промежуточной скорости интенсивности роста ско-
рости и динамический ток остается одним и тем же, так как НС
обмотки УГЗО не зависит от положения командоконтроллера и
равна Гу = Юу, где /?у;	— сопротивление цепи и число вит-

ков обмотки УГЗО.

С изменением тока возбуждения генераторов вступает в действие
обмотка гибкой обратной связи У Г Г, с помощью которой достигается
увеличение эквивалентной постоянной времени генераторов и сни-
жение постоянной времени фазорегулятора. Это обстоятельство
наряду с соответствующим повышением коэффициента форсировки
приводит к улучшению характера протекания процесса пуска.
Токовая обмотка УГТ вступит в действие в процессе пуска в момент
захвата металла валками, если ток двигателя превысит уставочное
значение. При полярности падения напряжения на компенсацион-
ной обмотке и дополнительных полюсах, соответствующей указан-
ной на рис. 8-52, ток в цепи обмотки УГТ будет направлен от плюса
через обмотку УГТ, сопротивление /?дт, контакт 4У (закрытый при
работе двигателя до основной скорости), левое нижнее плечо вен-
тильного мостика В1, контакт 4У, сопротивление плеча потенцио-
метра ПСТ с напряжением б/срт, правое верхнее плечо вентильного
мостика В1 — к минусу. При этом действие обмотки УГТ напра-
влено в сторону снижения интенсивности роста напряжения ртут-
ного выпрямителя и генераторов.

Торможение двигателя от основной ско-
рости до нуля. Процесс торможения двигателя начинается
с переводом командоконтроллера из рабочего в нулевое положение.
В этом случае контакты В (Н) размыкаются и задающее напряжение
выключается из цепи обмотки УГЗО. Благодаря сопротивлению за-
дающего потенциометра ПЗГ, цепь обмотки УГЗО продолжает оста-
ваться замкнутой, но в этой цепи теперь уже действует напряжение
УоБ'г- Так как при этом угИг С\.р, то ток в обмотке УГЗО опре-
деляется напряжением ^/ср и почти не зависит от величины напря-
жения генераторов. Ток обмотки УГЗО при этом имеет в сравнении
с двигательным режимом, обратное направление, поэтому НС об-
мотки УГЗО будет стремиться изменить полярность напряжения
усилителя и полярность напряжения на обмотках возбуждения ге-
нераторов. Резкому снижению напряжения РВ и э. д. с. ге-
нераторов препятствует обмотка гибкой обратной связи, УГГ, НС
которой пропорциональна производной Если же тормозной
ток двигателя превысит заданное значение, то вступит в работу
токовая обмотка УГТ, которая тоже, действуя встречно обмотке
УГЗО, вызывает снижение интенсивности процесса торможения.
В конце процесса торможения, когда у067г станет меньше ^7ср,
обмотка УГЗО отключается от напряжения 4/ср и ток обмотки УГЗО
под влиянием напряжения у06/г начнет резко уменьшаться, чем

е*	259
обеспечивается снятие форсировки процесса ослабления поля ге-
нераторов.

Реверс двигателя с основной скорости
на основную. С переводом командоконтроллера из одного
рабочего положения в другое, противоположного направления
меняется полярность напряжения Озал, и в цепи Обмотки УГЗО
начинает действовать сумма напряжений 6/аад + у06,г. Так как
/7зад + уо^г больше <7ср 	-2-, то ток в обмотке УГЗО будет

определяться, как и в предыдущих случаях, напряжением срав-
нения 1/ср и почти не зависит от напряжения генераторов. В связи
с этим процесс торможения при реверсе будет протекать аналогично
процессу торможения, описанному выше. Различие заключается
лишь в том, что в рассматриваемом случае в конце процесса тормо-
жения не происходит отсечки форсировки ослабления поля генера-
торов, так как при этом в цепи обмотки УГЗО продолжает действо-

Г> I п

вать напряжение, равное Сзал, большее I!ср—-'Г у . Процесс
А'у

разгона двигателя при реверсе протекает так же, как и при обычном
пуске двигателя в данной системе.

Разгон двигателя до повышенной ско-
рости. Для разгона двигателя до повышенной скорости командо-
контроллер следует перевести из нулевого в шестое положение.
При этом вначале происходит процесс возбуждения генераторов и
разгон двигателя до основной скорости так, как это указано выше.
Когда напряжение генераторов достигнет значения (0,8—0,85) 6/гн,
реле напряжения, подключенное к якорю одного из генераторов
(см. рис. 8-52), срабатывает и производит размыкание цепи катушек
контакторов 4У и 5У. Контакты контакторов 4У и 5У в цепи за-
дающей обмотки УДЗ размыкаются и включают в эту цепь две сту-
пени сопротивления. Напряжение на обмотке УЗД и НС этой об-
мотки резко уменьшаются, а НС обмотки обратной связи УДО
в первый момент времени из-за инерционности обмотки возбуждения
двигателя остается неизменной. При этом НС обмотки УДЗ стано-
вится меньше НС обмотки УДО и результирующая НС этих обмоток
будет отрицательной. Кроме того, со снижейием напряжения на
обмотке УДЗ начинает разряжаться конденсатор С на обмотку
УДФ. Разрядный ток конденсатора создает НС обмотки УДФ,
которая, действуя встречно задающей обмотке, усиливает форси-
ровку процесса ослабления поля двигателя в начальной стадии
процесса. Под воздействием НС указанных обмоток напряжение на
выходе усилителя УМД меняет полярность, меняет направление
и ток обмоток управления УФ фазорегулятора, величина которого
ограничивается дополнительным сопротивлением гд. Ртутный вы-
прямитель РВД переходит в инверторный режим, и ток возбуждения
двигателя интенсивно снижается. С уменьшением тока возбуждения
двигателя уменьшается НС обмотки УДО, в результате этого отри-
260
нательное напряжение усилителя УМД снизится до нуля, а затем
станет расти в прежнем направлении, что приведет к переходу ртут-
ного выпрямителя из инверторного в выпрямительный режим. При
изменении полярности напряжения усилителя в конце процесса
ослабления поля двигателя дополнительное сопротивление гд шун-
тируется вентилем Вб, чем достигается более резкая отсечка фор-
сировки ослабления поля двигателя в конце процесса.

Токовая обмотка УДТ подключается НЗ контактом 4У на раз-
ность напряжений (а!Д0 — 67ср т). При предельных значениях тока,
разных в зависимости от степени ослабления поля двигателя, то-
ковая обмотка УДТ действует согласно с задающей обмоткой УДЗ,
замедляя интенсивность ослабления поля двигателя в процессе
разгона выше основной скорости.

Торможение двигателя с повышенной ско-

рости осуществляется переводом командоконтроллера с шестого
положения в нулевое. При этом замыкаются НО контакты 4У, 5У,
размыкаются НЗ контакты 4У, 5У, НО контакты В (при торможении
с направления «Вперед»), 1У, 2У и ЗУ. На задающую обмотку УДЗ
усилителя УМД двигателя подается увеличенное напряжение.
Так как НС обмотки обратной связи УДО изменяется относительно
медленно, то разница НС обмотки УДЗ и УДО будет велика и на-
пряжение на выходе усилителя УМД резко возрастает, при этом
увеличится ток обмоток управления УФ фазорегулятора и напря-
жение ртутного выпрямителя РВД, после чего начнет интенсивно
возрастать ток возбуждения двигателя. Некоторое замедление
в росте тока и НС обмотки УДЗ в начале процесса усиления поля
двигателя вызовет дроссель ДР, что целесообразно для улучшения
качества процесса усиления поля. С увеличением тока возбужде-
ния двигателя увеличивается и НС обмотки УДО, с помощью
которой производится отсечка форсировки процесса. Ток обмоток
фазорегулятора в режиме усиления ограничивается венти-
лем В5.

В режиме усиления поля двигателя цепь токовой обмотки УДТ
размыкается НЗ контактом 4У. Это необходимо для того, чтобы
исключить действие обратной связи по току, так как в режиме
усиления НС обмотки УДТ будет не снижать, а увеличивать интен-
сивность процесса, следовательно, будет не ограничивать, а повы-
шать ток двигателя. С размыканием реверсивных контактов В из
цепи обмотки УГЗО усилителя УМГ генераторов выключается
задающее напряжение 6/зад и в цепи этой обмотки продолжает дей-

р _и р

ствовать напряжение у0Ц.. Так как при этом у0^г ^сР	>

то ток и НС обмотки УГЗО будут определяться главным образом
напряжением Действие НС обмотки УГЗО направлено в сто-
рону изменения полярности напряжения усилителя УМГ и напря-
жений на обмотках возбуждения генераторов. Таким образом, одно-

временно с процессом усиления поля двигателя начинается и про-
цесс снижения напряжения генераторов, что вызывает интенсивное
снижение скорости вращения двигателя. Контроль тока двигателя
при торможении производится с помощью токовой обмотки УГТ
усилителя УМГ генератора. При этом токовая обмотка УГТ уси-
лителя генератора последовательно с сопротивлением /?д т, через
НО контакт 4У, диодный мостик В1 включена на разность падения
напряжения на обмотках дополнительных полюсов и компенса-
ционной обмотки и напряжения ^ср т.

В процессе усиления поля требуется увеличение действия токо-
вой обратной связи. В рассматриваемой схеме это осуществляется
за счет снижения уставки регулятора тока, что производится с по-
мощью реле РС и сопротивления г1П. Катушка реле РС подключена
на напряжение тахогенератора двигателя. При скорости двигателя
выше основной реле РС втягивается и его НО контакт в цепи с со-
противлением гш замыкается. Таким образом, производится шунти-
рование диодного мостика В1 как в процессе ослабления поля дви-
гателя, так и в процессе усиления. Однако такое шунтирование, сни-
жающее уставку регулятора тока, оказывает влияние на работу
схемы только в процессе усиления, когда действует обмотка УГТ
усилителя генератора. В процессе ослабления поля двигателя об-
мотка УГТ отключается, а обмотка УДТ усилителя двигателя
включается. При этом, как видно из схемы рис. 8-52, сопротивле-
нием гш шунтируется сопротивление ГО и ДП, что, разумеется,
не сможет повлиять на эффективность действия токовой обмотки
УДТ усилителя двигателя.

В процессе торможения НС обмотки УГТ, направленная встречно
НС обмотки УГЗО, действует в сторону замедления темпа снижения
напряжения генераторов и уменьшения тормозного тока. При
большом тормозном токе НС обмотки УГТ может стать больше
встречно действующей НС обмотки УГЗО, тогда напряжение гене-
раторов будет снижаться весьма замедленно или даже оставаться
неизменным. Обычно в существующих системах ионного возбужде-
ния в результате действия токовой обмотки УГТ напряжение гене-
раторов в процессе усиления поля двигателя остается почти неиз-
менным и снижение скорости при этом происходит за счет усиления
поля. С уменьшением интенсивности усиления поля двигателя тор-
мозной ток снижается, уменьшается действие обмотки УГТ и начи-
нается спадание напряжения генераторов. При снижении скорости
до номинальной размыкается контакт РС, увеличивается уставка
регулятора тока, действие токовой обмотки уменьшается, что
приводит к более интенсивному снижению напряжения генера-
торов.

Реверс двигателя с повышенной скорости
на повышенную. Реверс двигателя с повышенной скорости
«Вперед» на повышенную скорость «Назад» производится переводом
командоконтроллера из шестого положения «Вперед» в шестое
положение «Назад». При этом отключается контактор В и вклю-
262
чается контактор Н, отключаются контакторы 1У, 2У и ЗУ, а затем
они вновь включаются; контакторы КК5 и К Кб вначале замыкаются,
а потом вновь размыкаются; катушки контакторов 4У и 5У подклю-
чаются на напряжение сети (см. схема рис. 8-34); НО контакты 4У
и 5У в цепи задающей обмотки УЗД усилителя У МД замыкаются,
и система возбуждения двигателя получает импульс на усиление
поля.

• Одновременно происходит изменение полярности задающего
напряжения в системе возбуждения генераторов; в результате в цепи
обмотки УГЗО усилителя УМГ действует сумма напряжений ^зад +
4- у0^г. При этом НС обмотки УГЗО будет определяться напряже-
нием 6/ср и действовать в сторону изменения полярности напряжения
на обмотках возбуждения генераторов. Токовая обмотка УГТ будет
действовать встречно обмотке УГЗО, стремясь поддерживать на
лостоянном уровне напряжение генераторов и тормозной ток дви-
гателя. Когда же интенсивность усиления потока двигателя сни-
зится, тормозной ток и действие обратной связи по току уменьшится,
после чего начнет, под влиянием обмотки УГЗО, уменьшаться на-
пряжение генераторов до нуля с пониженным действием обмотки
УГТ за счет отключения шунтирующего сопротивления гш кон-
тактом РС.

Разгон двигателя в противоположном направлении до повышен-
ной скорости аналогичен описанному ранее.

§ 8-14. Бесконтактные системы управления
электроприводами реверсивных станов

Большинство существующих реверсивных прокатных станов
имеют системы управления, воздействие на которые осуществляется
с помощью контактных командоаппаратов. При этом для переклю-
чения в цепях управления используется релейно-контакторная
аппаратура. Сюда относятся реверсивные контакторы, контакторы
ускорения и торможения и т. д. Хотя собственное время срабаты-
вания этой аппаратуры и невелико, все же ее применение снижает
гибкость управления и, главное, не обеспечивает получение высокой
надежности работы. Каждый дополнительный контакт в системе
управления'можёт явиться источником той или иной неисправности
в работе. В связи с этим в последнее время начали находить приме-
нение бесконтактные системы управления, у' которых основными
элементами являются магнитные усилители, полупроводниковые
диоды, бесконтактные сельсины. Релейно-контакторная аппаратура
в таких системах используется лишь в целях защиты. Магнитные
усилители применяются в качестве суммирующих и регулирующих
элементов, в качестве усилителей и преобразователей. Бесконтакт-
ные сельсины используются в качестве командоконтроллеров и
путевых выключателей.
Бесконтактные командоконтроллеры

На рис. 8-53 приведена одна из схем сельсинного бесконтактного
командоконтроллера для. управления главным приводом ревер-
сивных станов. Схема состоит из сельсина и фазочувствительного
моста. Сельсин имеет однофазную первичную обмотку 11 и трехфаз-
ную вторичную. Первичная обмотка 11 сельсина подключается
к однофазной сети переменного тока. Пульсирующий магнитный
поток, создаваемый током первичной обмотки, индуктирует в фазах

Рис. 8-53. Схема бесконтактного командоконт-
роллера с фазочувствительным мостом

трехфазной обмотки э. д. с., которые совпадают по фазе с напря-
жением первичной обмотки, э. д. с. каждой фазы трехфазной об-
мотки отличаются между собой лишь величиной, зависящей от рас-
положения каждой фазовой обмотки относительно первичной об-
мотки. В фазовой рбмотке э. д. с. имеет максимальное значение при-
совпадении осей первичной и вторичной обмоток и нулевое значе-
ние — если оси обмоток перпендикулярны.

Выходным напряжением сельсина является разность напряже-
ний 1 и 3 фаз (обмотка 2 не используется). В этом случае нулевое
напряжение на выходе имеет место, когда ось первичной обмотки
264
совпадает с осью фазовой обмотки 2 (рис. 8-54, а). С поворотом пер-
вичной обмотки на некоторый угол <р (рис. 8-54, б) напряжение на
выходе сельсина будет меняться согласно уравнению

С1 — ^3 — /3 1Умакс	ф,

(8-149)

где ^макс — максимальное напряжение фазы при совпадении осей

первичной и вторичной обмоток.

Во времени это выходное напряжение изменяется по синусоидаль-

ному закону, находясь в фазе или в противофазе с напряжением

первичной обмотки.

На рис. 8-55 представлены
кривые напряжений фазовых об-
моток и линейного напряжения
между фазами 1 и 3 в функции

Рис. 8-55.. Кривые напряжений фазо-
вых обмоток и линейного напряжения
между фазами 1 и 3 в функции угла
поворота первичной обмотки сельсина

Рис. 8-54. Схемы соединения обмоток
сельсина:

а - ^вых = °: 6 - ^вых * 0:

угла поворота первичной обмотки сельсина. Из кривой линейного
напряжения 14 — б/3 видно, что величина этого напряжения изме-
няется от нуля до наибольшего значения, равного	при

изменении угла поворота до 90°.

Фазочувствительный мост собран из двух вторичных обмоток
сельсинного трансформатора СТ, двух вторичных обмоток опорного
трансформатора ОТ и двух выпрямителей 1В, 2В (рис. 8-53). Первич-
ная обмотка трансформатора СТ подключена на выход сельсина;
первичная обмотка трансформатора ОТ питается от сети перемен-
ного тока. Вторичные обмотки трансформаторов СТ и ОТ
включаются так, что напряжения обмоток СТ1 и СТ2 совпадают
между собой по фазе, а обмоток' ОТ1 и ОТ2 — действуют в про-
тивофазе.
Результирующие напряжения противоположных плеч фазочув-
ствительного моста выпрямляются и подаются на балластные со-
противления 7?б1, ’/?б2.

Выходное напряжение фазочувствительного моста представляет
собой разность падений напряжения на балластных сопротивлениях
= ^61 — ^62- В нулевом положении командоконтроллера
результирующее напряжение вторичных обмоток трансформатора
СТ равно нулю и напряжения б/б1, определяются напряжениями
вторичных обмоток трансформатора ОТ. Величины этих напряже-
ний выбираются одинаковыми и равными примерно половине резуль-
тирующего максимального напряжения вторичных обмоток сель-

сина, т. е. 1У0П = б\,акс (см. рис. 8-55).

Так как вторичные обмотки опорного трансформатора действуют
встречно друг другу, то выходное напряжение 67ВЫХ] при нулевом
положении К—К равно нулю.

При повороте К-К на угол <р = 30° напряжение каждой вторич-
ной обмотки трансформатора СТ, принимая коэффициент трансфор-
мации его равным единице, будет

пст = V 3 пнакс 81П 30 = б/макс,

т. е. при <р = 30° вторичные напряжения опорного и сельсинного
трансформаторов равны между собой

Ь'ст = ^оп-

Таким образом, выходное напряжение фазочувствительного
моста при <р = 30° будет

- Сб1 = Овых 1 = 2^ б/макс 81п 30° = Пмакс.

С дальнейшим поворотом командоконтроллера вновь происходит
увеличение от нуля действующего напряжения одной пары вторич-
ных обмоток и продолжается дальнейшее увеличение от -у-с/макс
действующего напряжения другой пары вторичных обмоток, что
приводит к росту на одну и ту же величину как {7б1, так и С7б2.
Отсюда следует, что при повороте командоконтроллера на угол,
больший 30°, выходное напряжение С/вьи1 остается неизменным по
тЛз”

величине и равным б/макс (рис. 8-55, пунктирная кривая).

Вторая выходная величина командоконтроллера Ц>ыхп пропор-
циональна выпрямленному линейному напряжению сельсина. Эта
величина растет с изменением угла поворота сельсина от нуля до
90° (кривая — С9 = б/ст, рис. 8-55).
Выход I (рис. 8-55) командоконтроллера предназначается для
управления напряжением генераторов, а выход II — для управле-
ния полем двигателя. К выходу I присоединяется задающая обмотка
усилителя схемы возбуждения генераторов; к выходу II — размаг-
ничивающая обмотка задающего усилителя схемы возбуждения
двигателя.

На рис. 8-56 представлена схема бесконтактного комаидоконт-
роллера для приводов вспомогательных механизмов реверсивных
станов. В такой схеме в две фазы трехфазной обмотки включены

Рис. 8-56. Схема бесконтактного командоконтроллера для приводов
вспомогательных механизмов реверсивных станов:

а — <р = 0; б — ч> = 30°; в — <р = 60°

вентили 1В, 2В. В нулевом положении командоконтроллера напря-
жение на выходе, т. е. выпрямленное линейное напряжение между
фазами 1 и 3, равно нулю (рис. 8-56, а). При изменении угла поворота
сельсина от 0 до 30° напряжение
на выходе сельсина изменяется
по закону

= 0,45]/3^макс81пф.

Следовательно, при <р = 30°

(/вых = 0,45 17макс, где 0,45 =
т/”2	, ,

= 2—-----коэффициент, соответ-

ствующий однополупериодному
выпрямлению.

С дальнейшим возрастанием
угла <р. напряжение 173, изменив

напря-
(схема

Рис. 8-57. Кривая выходного
жения командоконтроллера
рис. 8-55)

030'10 90	180'



Однако полярность напряжения

фазу, начнет увеличиваться.

67б1 из-за вентиля 1В не может измениться. Поэтому с возрастанием
При нулевом положении командоконтроллера НС задающей об-
мотки УГЗ усилителя генератора равна нулю, равны нулю напря-
жение усилителя УГ и, следовательно, напряжение генератора.
Цепь же задающей (размагничивающей) обмотки УДЗ усилителя
двигателя разомкнута (полупроводниковый триод ТРР заперт на-
пряжением 1/злп, в связи с чем в результате действия обмотки сме-
щения УДС и направленной ей встречно обмотки обратной связи
по току, возбуждения двигателя УДВ напряжение усилителя УД
и ток возбуждения двигателя имеют наибольшие значения).

С переводом К-К из нулевого положения в положение основной
скорости скачком возрастают НС обмотки УГЗ и напряжение уси-
лителя УГ. При этом усилитель УГ сильно насыщается. Под влия-
нием обратной связи по напряжению генератора и с ростом этого
напряжения результирующая НС усилителя УГ уменьшается,
однако напряжение его остается практически неизменным из-за
насыщения усилителя УГ. Когда напряжение генератора прибли-
зится к заданной установившейся величине, рабочая точка харак-
теристики перейдет из насыщенной части в ненасыщенную; напря-
жение усилителя начнет резко снижаться, чем прекращается
форсировка процесса возбуждения генератора. В это же время
вступает в действие гибкая обратная связь через обмотку УГГ,
обеспечивающая снижение величины перерегулирования напря-
жения генератора после отсечки форсировки.

Если при захвате металла валками в процессе разгона ток дви-
гателя превысит допустимое значение, замыкается цепь токовой
обмотки ЭГТ, НС которой действует в сторону снижения интенсив-
ности нарастания напряжения генератора. Замыкание цепи токовой
обмотки ЭГТ производится с помощью узла УТГ. Узел УТГ,
включенный в цепь токовой обмотки ЭГТ, состоит из усилителя
УТГ, запирающего напряжения 1Эзла, выпрямительного мостика
и полупроводникового триода ТТГ (см. деталировку узла УТГ и
характеристики усилителя УТГ на рис. 8-58). Напряжение усили-
теля УТГ зависит от тока якоря двигателя и его тока возбуждения.
С увеличением тока якоря двигателя увеличивается напряже-
ние усилителя С^утг- Если напряжение усилителя Т'у-п станет
больше напряжения /7зап, то полупроводниковый триод ТТГ
откроется и цепь обратной связи по току через обмотку ЭГТ
замкнется.

При 6/утг < Ц,ап триод ТТГ закрыт и цепь обратной связи по
току разомкнута. Такое размыкание и замыкание цепи триодом ТТГ
производится при любом направлении тока якоря двигателя.

С переводом К-К из нулевого положения в положение максималь-
ной скорости подаются одновременно напряжение выхода I на задаю-
щую обмотку УГЗ и напряжение выхода II на триод ТРР. В этом
случае сразу же начнется процесс возбуждения генератора. Процесс
же ослабления поля двигателя задержится. Он начнется с замыка-
ния цепи размагничивающей обмотки УДЗ, осуществляемого трио-
дом ТРР. Триод ТРР запирается напряжением С/зап, а напряжение
выхода II действует встречно 67зап. Однако напряжение выхода II
недостаточно, чтобы открыть триод. Дополнительное напряжение
для открывания триода получается от усилителя УРР, имеющего
обмотку смещения УРС, действующую в сторону увеличения напря-
жения УРР, и обмотку УРРЗ, действующую в сторону снижения
напряжения УРР. В свою очередь к обмотке УРРЗ прикладывается
разность напряжений: напряжения одного из однотактных усили-
телей усилителя У Г и напряжения на сопротивлении 14С или 15С,
пропорционального напряжению генератора. В начальной стадии
процесса возбуждения генератора эта разность велика, поэтому ве-
лико и размагничивающее действие обмотки УРРЗ. В этом случае
напряжение УРР недостаточно, чтобы совместно с 67выхп преодо-
леть запирающее действие напряжения 17зап. С увеличением напря-
жения генератора разность напряжений, подаваемая на обмотку
УРРЗ, уменьшается. При значениях напряжения генератора,
близких к номинальной величине, действующее на обмотке УРРЗ
напряжение равно нулю, а напряжение усилителя УРР будет макси-
мальным и достаточным, чтобы открыть триод ТРР и подать напря-
жение на размагничивающую обмотку УДЗ.

В процессе ослабления поля размыкается цепь токовой обмотки
ЭРТ (действие намагничивающей обмотки УТГВ уменьшается) и
замыкается цепь токовой обмотки ЭДТ (действие размагничивающей
обмотки УТДВ уменьшается), вследствие чего ограничение тока
двигателя в этом режиме будет происходить за счет снижения ин-
тенсивности ослабления поля. Обмотка гибкой обратной связи
УТДГ, благодаря наличию вентиля В14, в процесс ослабления поля
не работает.

С переводом К-К из положения максимальной скорости в нулевое
снижаются до нуля напряжения 17пых I и 1/выхц. При этом снимается
напряжение с задающей обмотки УГЗ усилителя генератора и с раз-
магничивающей обмотки УДЗ усилителя двигателя. Сразу же начи-
нается процесс усиления поля двигателя. Полярность выходного
напряжения динамического моста при усилении поля позволяет
проходить току через вентиль В14 и обмотку гибкой обратной связи
УТДГ. Под влиянием намагничивающей силы обмотки УТДГ
усилитель УТД снижает напряжение, триод ТТД запирается и цепь
токовой обмотки ЭДТ размыкается. Одновременно за счет действия
обратной связи по току двигателя (через обмотку УТГГ) увеличи-
вается напряжение усилителя УТГ, триод ТТГ открывается и цепь
токовой обмотки ЭГТ замыкается. Таким образом, ограничение тока
двигателя в процессе усиления поля его производится воздействием
на напряжение генератора.

Для исключения влияния обратной связи по напряжению гене-
ратора через обмотку У ГО, действующую в сторону увеличения
интенсивности снижения напряжения генератора, цепь обмотки
ЭГЗ на время процесса торможения размыкается с помощью уси-
лителя УРТ. Усилитель УРТ имеет обмотку смещения У РТС,
обмотку по току возбуждения двигателя УРТВ и задающую об-
дютку УРТЗ. Задающая обмотка подключена через вентиль В13
на напряжение обмотки ЭДЗу, действующей в сторону усиления
поля двигателя (обмотка ЭД30 действует в сторону ослабления поля
двигателя). В процессе усиления поля НС обмотки УРТЗ, дейст-
вующей в направлении снижения напряжения усилителя УРТ,
значительна. В этом случае триод ТРТ заперт, цепь обмотки ЭГЗ
разомкнута и ток обмотки ЭГЗ равен нулю.
Глава IX

ЭЛЕКТРОПРИВОД И АВТОМАТИЗАЦИЯ
НЕПРЕРЫВНЫХ СТАНОВ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ

Непрерывные станы — это станы, состоящие из целого ряда
рабочих клетей, расположенных по-разному друг относительно
друга в зависимости от характера технологического процесса про-
катки и назначения стана. В таких многоклетьевых станах всегда
имеется'группа клетей, в которой прокатка металла осуществляется
одновременно во всех клетях этой группы и металл проходит в одном
направлении при одновременном обжатии его в каждой рабочей
клети. Такая группа клетей называется непрерывной группой.

. Непрерывные станы горячей прокатки отличаются большими
скоростями прокатки и высокой производительностью. Благодаря
высокой скорости прокатки температура металла не успевает сильно
понизиться, и прокатка происходит при высокой средней темпера-
туре. Получается высокое качество проката, повышается срок
службы рабочих валков и пониженный расход электроэнергии.

В настоящее время все заготовочные, тонколистовые, сортовые,
проволочные, трубные станы строят как непрерывные, включающие
в себя одну или несколько непрерывных групп.

§ 9-1. Особенности непрерывной прокатки

Непрерывная прокатка горячего металла независимо от того,
на каком стане она производится (заготовочном, листовом, сорто-
вом и т. д.), имеет общие особенности, которые сводятся к следую-
щему:

1)	одновременная прокатка металла во всех клетях непрерывной
группы и связь между этими клетями через прокатываемый металл;

2)	ударное приложение и сброс нагрузки при полной рабочей
скорости.

Одновременная прокатка металла во всех клетях

При одновременной прокатке металла в нескольких клетях
количество металла, выходящего из предыдущей клети, Должно
равняться количеству металла, входящего в последующую клеть.
В противном случае между клетями будет происходить либо нако-
пление металла, либо уменьшение его. В первом случае при боль-
ших сечениях прокатываемого металла возникают усилия сжатия,
а при малых сечениях образуется петля. Во втором случае возни-
кают усилия растяжения.

Рис. 9-1. Прокатка на непрерывном стане:

а — прокатка в трехклетьевом стане; б — прокатка в
двухклетьевом;.в— прокатка с петлей

Основным условием непрерывной прокатки является постоянство
секундного объема металла по клетям. Это означает, что в единицу
времени через каждую клеть проходит одно и то же количество
металла (1»ис. 9-1).

Условие постоянства секундного объема металла записывается
как

Р& = Р^3 = Р^3 = ... = Гпцп >	(9-1)

где Рг; Р3; Р3 — сечение металла перед входом в соответствующую
клеть;

015	— скорость движения металла перед входом в клеть.
Если учесть опережение металла, то скорость выхода его из
валков

(14-5) = ^(14-5),	(У-2)

где пв; сов; О—линейная скорость, угловая скорость вращения,
диаметр рабочих валков;

5 — опережение.

При этом условие постоянства секундного объема

РВ&в (1 4- 5) = сопзЕ	(9-3)

В установившемся режиме прокатки, исходя из условия (9-3),
всегда соблюдается равенство

1 = О^ВХ	(9_4)

ВЫЛ. 1 выл. х	вл, 4 вл, Л'	\ /

где Рвыхл — сечение металла после выхода его из валков предыду-
щей клети;

Твх2 — то же перед входом в последующую клеть.

Если при этом предположим, что РвыхЛ = Рвхл, то

^вых. 1 ~ ^вх.2>	(9-5)

т. е. в установившемся режиме скорость выхода металла из валков
предыдущей клети равняется скорости входа металла в валки по-
следующей клети.

Возьмем в непрерывной группе две смежных клети (см. рис. 9-1,6)
и рассмотрим вначале случай, когда связь между валками клетей
через металл отсутствует, т. е. нет натяжения и сжатия металла.
Тогда скорость выхода металла из первой клети

^Ь1х.1=^(1+51),	(9-6)

а скорость выхода металла из второй клети

Увь,х.2==^(1+52).	(9-7)

Учитывая (9-1) и принимая В± = 1)2, получим

<9'8’

где Х2 = р™'2- — коэффициент вытяжки;

'ВЫХ. 2	„

• и2 — скорость валков второй клети в режиме свобод-
ной прокатки.

Если задать соотношение скоростей валков первой и второй
клетей в соответствии с равенством (9-8), то металл не будет испы-
тывать усилий сжатия и натяжения. Такая непрерывная прокатка
называется свободной, непринужденной.
Когда сечение металла небольшое и возможно образование
петли между клетями, то свободная прокатка может иметь место
и при наличии петли, длина которой остается неизменной за все
время прокатки (рис. 9-1, в).

Увеличим в режиме свободной прокатки при наличии петли
скорость второй клети в б = раз, т. е. возьмем соотношение
скоростей 66 = —, где со2 — скорость второй клети при натяжении
металла. При этом условии равенство (9-5) нарушится, в результате
возникнет переходный процесс, направленный в сторону уменьше-
ния разницы скоростей ц,ых х и ц,х. 2- Скорость входа металла во
вторую клеть увеличится, увеличится и количество металла, вхо-
дящего в эту клеть, вследствие чего петля станет уменьшаться.
С выбором петли возникнут усилия натяжения, которые будут стре-
миться увеличить скорость выхода &ВЬ1Х. г и уменьшить скорость
входа овх 2.

При наличии натяжения металла между клетями скорость вы-
хода металла из валков первой клети определяется как

Ц,ых. 1 = ^41 + 5, + т	(9-9)

а скорость входа металла в валки второй клети как

^.2 = ^[1+52-^Л,	(9-10)

где Ч*1 — коэффициент пропорциональности между опережением и
натяжением;

Т — величина натяжения;

ТТ — опережение, вызванное усилием натяжения;

5Х; $2 — опережения без учета натяжения.

Из приведенных уравнений следует, что с ростом натяжения
общее опережение металла в первой клети, равное (5Х + ТТ),
увеличивается, общее опережение металла во второй клети, равное
($2 — ТТ), уменьшается. Соответственно будет увеличиваться вы-
ходная скорость гвых.! и уменьшаться входная г?вх 2. Когда скорость
уЕХ 2 станет равной ц,ых1, рост натяжения прекратится.

Решая уравнения (9-9) и (9-10) относительно Т при цвых-1 =
= уВх. з>	= 66 и = П2 и учитывая (9-8), получим

(б-1)(1 + 51)

(9-Н)

Уравнение (9-11) показывает, что чем больше коэффициент б,
т е чем больше соотношение скоростей валков соседних клетей
, 1 + «1 ,
отличается от соотношения о = 1	л2, соответствующего режиму
свободной прокатки, тем больше величина натяжения. При 6 = 1
'(режим свободной прокатки), натяжение равно нулю.

При уменьшении соотношения скоростей в сравнении с соот-
.	1 + 5,,	1

ношением о = т-' * л2 уменьшается скорость входа металла во
вторую клеть, в связи с чем между клетями появляется избыток
металла и возникают, если сечение металла велико, усилия сжатия.
В этом случае скорость выхода металла из первой клети

^выхл = П +	(9-12)

а скорость входа металла во вторую клеть

«вх.2=^?[1+52 + т	(9-13)

Здесь ХУТ — опережение, вызванное усилием сжатия.
Уравнения (9-12) и (9-13) показывают, что при снижении соот-

Ношения скоростей появляются усилия сжатия, которые вызы-

вают уменьшение опережения в первой клети (5Х — Ч’Т), и увели-
чение опережения во второй клети (32 4- Ч’Т), что в свою очередь
приводит к выравниванию скоростей ц,ых. х и овх 2. Когда эти ско-

рости окажутся равными друг другу, рост усилий сжатия прекра-

тится.

Решая уравнения (9-12) и (9-13) относительно Т при ц,ыхЛ =

= овх2; ~ = 66 и учитывая (9-8), получим уравнение (9-11), сле-
довательно, уравнение для определения как усилий сжатия, так и
растяжения при изменении соотношения скоростей является
общим.

Если сечение металла невелико и возможно образование петли,
то с уменьшением соотношения скоростей петля будет непрерывно
увеличиваться. В данном случае нет уравнивающих воздействий,
которые были бы направлены к выравниванию скоростей входа
овх 2 и выхода металла овых. х, поэтому разность этих скоростей,
заданная ранее, будет сохраняться по величине.

Таким образом, в зависимости от соотношения скоростей вра-
щения валков клетей возможны три режима прокатки.

1.	Свободная прокатка, когда

ш2 _ 1 + 5Х л .

-1 + $/®’

6 = 1.

2.	Прокатка с натяжением металла, когда
3.	Прокатка со сжатием металла или с образованием петли,
когда

~<т4Ф^; б<1.
й>1	1 “Ь $2

Следует отметить, что свободная прокатка возможна также и при
наличии петли, в этом случае длина ее сохраняется неизменной.

Свободная прокатка является границей между прокаткой с на-
тяжением и прокаткой со сжатием (с образованием петли); она
является неустойчивой и не может длительно поддерживаться.
Поэтому в зависимости от технологии прокатку ведут либо с натя-
жением, либо со сжатием (или с петлей). Коэффициент 6 показы-
вает, во сколько раз увеличилось или уменьшилось соотношение
скоростей по сравнению с соотношением скоростей, соответствую-
щим свободной прокатке. Если 6	1, то этот коэффициент назы-

вают коэффициентом натяжения-, при й 1 его называют коэффи-
циентом подпора.

Прокатка с натяжением. При одновременной про-
катке в двух клетях с увеличением скорости вращения валков
второй клети возникает натяжение, которое приводит к уменьшению
момента двигателя первой клети

Мг = М01—Т^	(9-14)

и увеличению момента двигателя второй клети

= Л4О2 + Т .	(9-15)

Здесь 7И01; /И02 — моменты двигателей клетей без учета натяжения
металла.

Такое изменение нагрузок при мягких механических характе-
ристиках двигателей вызовет увеличение скорости вращения дви-
гателя первой клети и уменьшение скорости вращения двигателя
второй клети, что приведет к ограничению роста натяжения ме-
талла. Это обстоятельство является положительным с точки зрения
поддержания постоянства натяжения. Поэтому при прокатке с на-
тяжением желательно применение двигателей с мягкими характе-
ристиками. Однако очень большая мягкость характеристик нецеле-
сообразна по характеру переходных процессов, вызываемых удар-
ным приложением нагрузки.

Существенное влияние на непрерывную прокатку оказывают
упругие деформации валков, станины и нажимных винтов. С умень-
шением момента нагрузки двигателя первой клетки упругая дефор-
мация уменьшается, в результате этого обжатие в первой клети
увеличивается, а сечение металла уменьшается. Так как в этом
случае одновременно увеличивается скорость его выхода, то се-
кундный объем металла, выходящего из первой клети, может уве-
личиться, остаться без изменения или уменьшиться. С точки зрения
278
ограничения натяжения желательно увеличение секундного объема
металла, выходящего из первой клети.

Таким образом, опережение металла, мягкость механических
характеристик двигателей и упругая деформация валков, станины
и нажимных винтов являются важными факторами самовыравни-
вания процесса прокатки с натяжением. Такое самовыравнивание
обычно не обеспечивает полностью требований непрерывной про-
катки, поэтому в системах управления современными непрерыв-
ными станами предусматривается применение автоматических регу-
лирующих устройств.

Прокатка с петлеобразованием. При такой
прокатке петля не остается неизменной, она или увеличивается,
или уменьшается. Размеры петли не должны выходить за задан-
ные пределы, в противном случае нарушается нормальный процесс
прокатки.

Для низкоскоростных непрерывных станов подрегулировка ско-
ростей вращения рабочих клетей, с целью поддержания заданной
длины петли, производится вручную.

Время прокатки полосы

7=-=^,	(9-16)

откуда

А/= 7,^,	(9-17)

где А/ — длина петли, м;

Ь — длина полосы, лг;

Ар — величина рассогласования скоростей смежных клетей,
м/сек;

V — скорость прокатки, м/сек.

Из уравнения (9-17) видно, что длина петли зависит от длины
„ Ду

полосы и относительного рассогласования скоростей — и не зависит
от скорости прокатки. Однако, чем выше скорость прокатки, тем
быстрее изменяется петля. Поэтому при высоких скоростях прокатки
невозможно вручную выбирать быстро нарастающую петлю. Чем
длиннее полоса и чем выше скорость прокатки, тем меньше допусти-
мая величина рассогласования скоростей рабочих валков клетей.

Ударное приложение нагрузки

При входе металла в валки возникает внезапное ударное приложе-
ние нагрузки, соответствующее моменту 7ИС. В этом случае характер
процесса изменения скорости и тока двигателей постоянного тока не-
зависимого возбуждения, применяемых в качестве приводных у не-

Т
прерывных станов, зависит от соотношения постоянных времени
(Т„ — электромеханическая постоянная времени привода; Тя —
электромагнитная постоянная времени цепи якоря двигателя). При
Т„ < 4ТЯ процесс будет колебательным. На рис. 9-2 представлены
кривые переходного процесса, вызванного внезапным приложением
нагрузки при ТЫ<^4ТЯ. Из-за наличия индуктивности в цепи якоря
ток двигателя не может возрасти мгновенно, поэтому в начале
процесса (промежуток времени /0 — ^1) ток двигателя меньше тока
статической нагрузки /<^/с и скорость двигателя уменьшается.
В промежутке времени 4 — 4 ток двигателя больше тока статиче-
ской нагрузки I /с и скорость двигателя возрастает.

Изменение скорости А(од в момент времени 4 называется динами-
ческим падением скорости, а изменение скорости А(ос соответствую-

Рис. 9-2. Кривые скорости и токи
двигателя при ударном приложе-
нии нагрузки

щее установившемуся режиму, —
статическим падением скорости.

Характер переходных процес-
сов при ударном приложении на-
грузки имеет важное значение для
непрерывной прокатки, так как
при этом возможно такое рассогла-
сование скоростей вращения вал-
ков клетей, которое может вызвать
недопустимые колебания натяже-
ния, сжатия или петли.

На рис. 9-3 изображен харак-
тер изменения скоростей вращения
двигателей первой и второй кле-
тей, где для наглядности условно
через «>2 = обозначена ско-
рость двигателя второй клети,
соответствующая скорости входа

Учитывая, что

2	металла во вторую клеть овх. 2-

Соответствует скорости двигателя пер-

вой клети, при I?! = 1)2 до входа металла в клети и в установив-
шемся режиме прокатки (ох = (о2. При неравенстве этих скоростей
металл будет испытывать усилия растяженйя или сжатия.

В момент входа металла в первую клеть скорость двигателя пер-
вой клети «>2 начнет уменьшаться (см. кривая /). В момент входа
металла во вторую клеть (момент времени скорость двигателя
второй клети «яг будет выше скорости двигателя первой (ог В точке
а эти скорости сравниваются, после чего скорость двигателя первой
клети станет больше скорости двигателя второй клети. В точке б
эти скорости опять окажутся одинаковыми. Затем скорость двига-
теля второй клети станет больше скорости двигателя первой и т. д.
За время металл будет испытывать растяжение, за время 1Ъ —
— — сжатие, за время /4 — /3 — растяжение и т. д.

Таким образом, захват металла валками последующей клети
происходит с большей скоростью, чем это требуется, поэтому в пер-
вый период времени после захвата металл всегда испытывает уси-
лия растяжения. Это растяжение будет тем больше, чем больше
разница между скоростью холостого хода и скоростью при нагрузке,
т. е. чем мягче механические характеристики двигателей. Следо-
вательно, при прокатке с натяжением, когда целесообразно приме-
нение двигателей с мягкими характеристиками, при захвате металла
валками металл будет испытывать значительные усилия растяже-
ния. Однако это может и не является недостатком, так как повышен-

Рис. 9-3. Изменение скорости вращения двигателей двух
соседних клетей непрерывного стана при входе металла
в валки

ные усилия растяжения при захвате способствуют снижению утол-
щения переднего конца полосы.

При прокатке с петлей большая величина динамического паде-
ния скорости Ао)д вызывает образование начальной петли, что
также не является недостатком, если в установившемся режиме
прокатки длина петли не будет выходить за допустимые пределы.
Если же при прокатке петля недопустима, то соотношение постоян-
7

ных времени должно быть выбрано так, чтобы переходной про-
* я

цесс при захвате металла валками приближался к апериодическому.

§ 9-2. Технология и требования к электроприводам
непрерывных станов. Тип привода

Технология прокатки на непрерывном стане в зависимости от
назначения стана различна, поэтому различны и требования к элек-
троприводу. Рассмотрим эти вопросы отдельно для каждого вида
непрерывного стана.
Заготовочные станы. На них производят прокатку
заготовки для сортовых, проволочных и трубных станов. Исходным
материалом для заготовочных станов служат блюмы сечения 300 X
ХЗОО мм. Конечное сечение заготовки примерно от 55 x 55 мм до
150x150 мм.

Непрерывно-заготовочные станы состоят из одной, двух или
трех непрерывных групп клетей. Так, например, стан 700/500 имеет
две непрерывные группы: первая с диаметром начальной окруж-
ности валков шестеренной клети 700 мм (диаметром рабочих валков
730 мм), вторая — с диаметром начальной окружности валков ше-
стеренной клети 500 мм (диаметром рабочих валков 530 мм). Группы
клетей расположены последовательно относительно друг друга на
60—80 м. При этом крупные заготовки прокатываются только в пер-
вой группе, а мелкие — во всех группах.

Для бокового обжатия заготовки в современных заготовочных
станах применяют вертикальные клети. Захват металла происходит
при полной скорости. Скорость прокатки доходит до 5—6 м/сек.
Заготовочные станы, как правило, выпускают ограниченный сорта-
мент, поэтому они обычно не требуют изменения скоростей валков
рабочих клетей. Конечное сечение заготовки относительно велико,
имеет простую форму (квадрат, прямоугольник) и не является
окончательным, так как продукция заготовочного стана идет для
прокатки на других станах. По этой причине усилия сжатия и ра-
стяжения металла между клетями не оказывают существенного
влияния на качество прокатываемой заготовки. Обычно же заго-
товочный стан настраивается для прокатки с небольшим натяжением
6 = 1,01—1,03. При перечисленных выше условиях прокатки для
большого количества заготовочных станов возможно применение
группового привода, при котором рабочие валки нескольких кле-
тей приводятся во вращение от одного двигателя. В качестве при-
водных двигателей при этом используются двигатели переменного
тока (синхронные или асинхронные).

При групповом приводе вопросы, связанные с ударным падением
скорости, отпадают. В этом случае с помощью нажимных винтов
клетей стремятся получить прокатку без натяжения и подпора.
Однако практика показывает, что обычно возникают значительные
усилия металла между клетями, приводящие к неодинаковой за-
грузке шпинделей и других деталей стана. Поэтому и для загото-
вочных станов целесообразно применение индивидуального привода
клетей, когда рабочие валки каждой клети приводятся во вращение
отдельным двигателем. При индивидуальном приводе клетей при-
меняют двигатели постоянного тока независимого возбуждения,
позволяющие регулировать соотношение скоростей рабочих валков
клетей в требуемых пределах.

Тонколистовые станы. Современное развитие про-
катного производства характерно систематическим увеличением
доли листа в общем производстве проката. Так, например, в СССР
282
листовой прокат от общего производства проката в 1940 г. равен
23%, в 1958 г. — 30%. В связи с этим предполагается увеличение
^мощности листопрокатных цехов главным образом за счет строи-
тельства новых непрерывных прокатных станов.

Тонколистовые станы обычно имеют две группы рабочих клетей—
черновую и чистовую. В черновой группе производится предвари-
тельное обжатие сляба до толщины примерно 20—25 мм с тем, чтобы
при прохождении металла через клети чистовой группы и при до-
пустимых обжатиях в каждой клети была получена заданная тол-
щина готового листа. Чистовая группа стана является непрерывной.
В ней металл при прокатке находится одновременно во всех
клетях.

В существующих тонколистовых станах конструкция черновой
группы имеет два варианта. По первому варианту рабочие клети

Рис. 9-4. Схема расположения оборудования непрерывного стана 2500 ММК:

1 — нагревательные печи; 2 — черновой окалиноломатель; 3 — уширительная клеть; 4 —
универсальные черновые клети; б — летучие ножницы; 6 — чистовая группа; 7 — моталки;

8 — конвейер на склад рулонов; 9 — конвейер к цеху холодной прокатки

черновой группы расположены друг от друга на расстоянии, боль-
шем, чем длина слитка, поэтому прокатка металла в черновой
группе происходит раздельно, т. е. металл входит в последующую
клеть после того, как он вышел из предыдущей. Прокатка происхо-
дит при неизменном направлении металла. По второму варианту
черновая группа имеет одну или две реверсивные клети. Прокатка
осуществляется при прямом и обратном направлениях металла.

Листосые станы с первым вариантом конструкции черновой
группы клетей, когда поток металла идет в одном, прямом напра-
влении, называются непрерывными (см. рис. 9-4). Листовые станы
с реверсивными черновыми клетями, когда поток металла меняет
свое направление, называют полунепрерывными (см. рис. 9-5).

Полунепрерывные станы имеют меньшее количество клетей,
менее громоздки, однако они и менее производительны, чем непре-
рывные станы.

В СССР к настоящему времени работает пока четыре непрерыв-
ных и два полунепрерывных листовых стана (табл. 9-1).
27000 . 8000 - 27000

Рис. 9-5. Схема расположения оборудования полунепрерывного стана 2800/1700 Череповецкого металлургического завода:

1 — нагревательные печи; 2 — вертикальный окалиноломатель; 3 — реверсивная клеть дуо; 4 — реверсивиая клеть кварто; 5 — правильная
машина; б — цепной транспортер; 7 — ножницы поперечные; 8 — дисковые ножницы; 9 — концевые летучие ножницы; 10 — чистовой окали-
ноломатель; 11 — чистовая группа; 12 — моталки; 13 — конвейер рулонов
Таблица 9-1

Листовые широкополосные станы СССР

Место установки (завод)	Тип	Длина бочки валков, мм	Год установки (реконструи- рования)	Годовая про- изводственная мощность на 1960 г., тыс. т
Запорожсталь	Непрерыв- ный То же	1680	1936/1957	2000
ммк		1450	1954	1300
ММК		2500	1960	3850
Им. Ильича г. Жданов		1700	1960	3200
Череповецкий	Полунепре-	2800/1700	1960	1800
	рывный			
Челябинский	То же	2300/1700	1962	1200

В полунепрерывных листовых станах 2800/1700 и 2300/1700
длина бочки валков черновых клетей больше длины бочки валков
чистовых клетей. В таких комбинированных станах можно полу-
чить листы относительно большой толщины и ширины (при прокатке
только в черновой группе), т. е. возможна прокатка как толстых,
так и тонких листов.

В непрерывном листовом стане, представленном на рис. 9-4,
черновая группа состоит из окалиноломателя дуо, уширительной
клети кварто и трех универсальных обжимных клетей.

В полунепрерывном стане, представленном на рис. 9-5, черновая
группа состоит из окалиноломателя, реверсивной клети дуо и второй
реверсивной клети кварто.

Чистовая группа в обоих случаях имеет чистовой окалинолома-
тель и семь или шесть рабочих клетей с петледержателями и напра-
вляющими линейками между ними. Черновая и чистовая группы
этих станов соединяются между собой промежуточным рольгангом,
длина которого больше длины металла после прокатки его в черно-
вой группе. Перед чистовой группой и часто после нее устанавли-
ваются летучие ножницы для обрезки передних и задних концов
полосы.

Прокатка металла на непрерывном стане производится в следую-
щем порядке. Сляб, нагретый в нагревательных печах до 1200° С,
выдается на печной рольганг и затем транспортируется к черновому
окалиноломателю, обжатие в котором выбирается небольшим, по-
рядка 5—10%. После окалиноломателя металл поступает в ушири-
тельную клеть, где возможна прокатка «на прямую» или с «ушире-
нием». Во втором случае, для увеличения ширины, металл перед
входом в уширительную клеть и после выхода из нее поворачивается
каждый раз на 90°. Для этой цели до и после уширительной клети
устанавливаются поворотные столы. От уширительной клети ме-
талл поступает в обжимные клети, в которых происходит обжатие
до заданного размера (обычно до 20—25 мм). В полунепрерывных
листовых станах сляб от нагревательных печей поступает к ревер-
сивным клетям черновой группы, на которых прокатка осущест-
вляется в несколько пропусков при изменении направления дви-
жения металла, а затем подается в чистовую группу. Перед входом
металла в чистовую группу летучие ножницы обрезают концы его;
затем металл поступает последовательно в чистовой окалинолома-
тель и в каждую рабочую клеть чистовой группы. Расстояние между
клетями чистовой группы невелико (примерно 6 м), поэтому про-
катка производится одновременно во всех клетях. В этом случае
захват металла валками происходит при полной рабочей скорости.
На современных непрерывных тонколистовых станах скорости про-
катки не превышают 12—15 м/сек, что объясняется следующими
причинами: захват металла валками при более высокой скорости
происходит неудовлетворительно, при выходе полосы из последних
клетей происходит заброс конца полосы, затруднительна укладка
на ходу листов, разрезаемых летучими ножницами. Полученная
после прокатки полоса режется на мерные длины 4—10 м или сма-
тывается в рулоны, идущие на станы холодной прокатки.

В чистовой группе непрерывного и полунепрерывного станов
натяжение желательно, так как при этом процесс прокатки проис-
ходит более стабильно, чем без натяжения. Практика показывает,
что- процесс прокатки идет устойчиво, без недопустимых утяжек по
толщине и ширине при значениях среднего удельного натяжения
(0,15-4-0,205), где —предел текучести горячего металла при
данной температуре.

Клети черновой группы непрерывного листового стана не свя-
заны между собой через металл, так как прокатка осуществляется
раздельно, поэтому в данном случае регулирование скоростей не
требуется. В связи с этим в качестве приводных двигателей для
черновых клетей применяются двигатели переменного тока: 1) асин-
хронные двигатели с маховиком, 2) синхронные двигатели.

Целесообразно применять синхронные двигатели, так'как они
имеют: 1) более высокий коэффициент мощности; 2) больший воз-
душный зазор (поэтому более надежны в эксплуатации); 3) более
высокий коэффициент полезного действия.

Черновая группа полунепрерывного листового стана имеет
реверсивные клети. Реверсирование рабочих валков связано с про-
теканием переходных процессов, поэтому здесь необходимо приме-
нение двигателей постоянного тока при индивидуальном питании
их от электромашинных генераторов или от УРВ.

Технологический процесс прокатки в чистовой группе непре-
рывных и полунепрерывных листовых станов определяет следующие
основные требования к электроприводу чистовой группы:

1)	получение заданного соотношения скоростей рабочих валков
клетей, обеспечивающее изменение натяжения в заданных пределах
как при установившемся процессе прокатки, так и при входе ме-
талла в валки;
2)	регулирование скорости прокатки с учетом изменения сорта
прокатываемого листа, требуемый диапазон регулирования 1,5 : I;

3)	совместное и раздельное управление клетями.

Перечисленные требования могут быть выполнены при исполь-
зовании двигателей постоянного тока независимого возбуждения.
При этом, как правило, применяется индивидуальный привод кле-
тей при питании двигателей от ртутных выпрямителей.

Для контроля и ограничения изменения натяжения полосы,
связанного с непостоянством технологических и электромехани-
ческих параметров, применяют петледержатели, расположенные
между клетями непрерывной группы листового стана. Конструкция

Рис. 9-6. Кинематическая схема петледержателя:

1 — стол; 2 — ролик; 3 — двигат.ель

такого петледержателя представлена на рис. 9-6. Петледержатель
представляет собой стол 1, с одной стороны которого укреплен ро-
лик 2. С помощью двигателя 3 стол может поворачиваться вокруг
своей оси. При отсутствии полосы между клетями петледержатели
находятся в исходном, горизонтальном положении. При включении
двигателя петледержатель стремится повернуться в верхнее поло-
жение. Этому препятствует полоса. Чем с большей силой давит
полоса на петледержатель, т. е. чем больше натяжение полосы
между клетями, тем ниже опустится петледержатель. Таким об-
разом, по положению петледержателя можно судить о величине
натяжения металла и воздействовать тем или иным способом на
систему управления для установления заданного режима натяже-
ния. Прокатка с образованием натяжения полосы петледержате-
лями называется прокаткой с силовой петлей.

Для привода петледержателей применяются двигатели постоян-
ного тока, получающие питание от генератора, общего для всех
петледержателей.
На рис. 9-7 представлена схема управления приводом петледер-
жателя между пятой и шестой клетями чистовой группы стана.
Схемы других петледержателей аналогичны. Переключатель имеет
три положения: левое — автоматическая работа; правое — ручная;
среднее — нулевое положение. Пуск двигателя на подъем произ-
водится при закороченном, а на спуск — при введенном добавочном

КП РВВ

Рис. 9-7. Схема управления приводом петледержате-
ля между пятой и шестой клетями чистовой группы
листового непрерывного стана



сопротивлении СД, что связано с необходимостью иметь несколько
большую скорость подъема сравнительно со скоростью спуска.

При автоматическом управлении включение и отключение дви-
гателя петледержателя производятся с помощью токовых реле
5РБТ, 6РБТ и промежуточных контакторов 5КП, 6КП. При входе
металла в пятую клеть срабатывает токовое реле 5РБТ, а при входе
металла в шестую клеть — реле 6РБТ. После замыкания контактов
этих реле подключаются на напряжение сети катушки контакторов
5КП, 6РП, а затем катушки контакторов В и КФ, и двигатель на-
чинает поворачивать петледержатель на подъем. Отключение дви-
гателя и опускание петледержателя начинается с выходом металла
из пятой клети после отключения токового реле 5РБТ, которое
288
размыкает цепь промежуточного контактора 5КП. При этом сни-
мается напряжение с контактора В, а затем подается напряжение
на контактор Н в течение времени, равного уставки реле РВН и
достаточного для опускания стола петледержателя в горизонталь-
ное положение.

В табл. 9-2 представлены технические данные непрерывного
листового стана 2500 ММК и двигателей клетей, а в табл. 9-3 —
полунепрерывного листового стана 2800/1700.

В настоящее время в СССР проектируется новый мощный тон-
колистовой стан 2000 со следующими техническими показателями:
14 клетей, исходный сляб массой 40 т, проектная производитель-
ность 5 млн. т в год, наибольшая, выходная скорость прокатки
25 м/сек, суммарная установленная мощность клетьевых двигателей-
146 000 кет. Главной особенностью нового проектируемого стана
является непрерывное исполнение черновой группы клетей, т. е.
одновременная, непрерывная прокатка металла во всех клетях
черновой группы.

Сортовые станы. Производство сортовой стали в СССР
к настоящему времени составляет свыше 60% от общего производ-
ства проката. Сортамент сортовых станов включает более 600 про-
филей и свыше 5000 профилеразмеров. Для производства такого
широкого сортамента сортовой стали применяются крупносорт-
ные и мелкосортные станы.

Сортовые станы строятся как линейные (см. рис. 7-8, б), последо-
вательные [зигзагообразные (см. рис. 7-8, ж) или шахматные (см.
рис. 7-8, з)_], непрерывные или полунепрерывные (см. рис. 7-8, д).

Наиболее совершенными сортовыми станами являются непре-
рывные станы, у которых прокатка полосы происходит одновременно
во всех клетях.. Преимуществами непрерывных станов в сравнении
с другими типами сортовых станов являются: а) большая произво-
дительность; б) меньшее остывание металла и, следовательно,
меньший расход энергии и лучшее качество проката; в) большая
компактность стана; г) большая гибкость управления.

Получение сложных профилей на непрерывных станах связано
со значительными трудностями, что объясняется следующими при-
чинами. Прокатка сложного профиля должна происходить без уси-
лий сжатия и натяжения. Если к тому же недопустимо образование
петли, то возможные изменения технологических и электрических
параметров в процессе прокатки при отсутствии петли приведут
к возникновению натяжений и сжатий в металле на участке между
клетями, что нарушит нормальный ход прокатки.

Несмотря на эти трудности, в настоящее время широко рас-
пространены непрерывные мелкосортовые станы. На рис. 9-8 пред-
ставлена схема непрерывного сортового стана, имеющего две не-
прерывные группы: черновую, состоящую из семи клетей, и чисто-
вую, состоящую из восьми клетей. Металл при прокатке находится
одновременно во всех клетях черновой и чистовой групп. Захват

10 В. П. Бычков	289
Характеристика клетей и двигателей непрерывного листового стана 2500 ММК

Тип и назначение клети	Размер валков, мм		Расстоя- ние от предыду- щей клети, мм	Переда- точное от- ношение	Двигатели			Скорость прокатки, м/сек
	диаметр	длина			МОЩНОСТЬ, кет	1  скорость вращения, об/мин	ТИП	
Черновой окалиноломатель дуо .	850	2000	—	23,34	500	500	синхронный переменного тока	1,0
Уширительная кварто		1100/1490	3200	15 200	24,66	4600	428	то же	1,0
Черновая универсальная:								
кварто 		900/1400	2500	22 700	11,8	4600	428		1,7
то же		900/1400	2500	21 200	8,43	4600	428		2,4
» »		900/1400	2500	52 000	8,43	4600	428	» »	2,4
Чистовой окалиноломатель дуо .	700	2500	48 900	15,92	300	2500—1000	постоянного тока	0,6—2,4
Чистовая кварто		700/1400	2500	6 200	4,56	4200	150—300	то же	1,1—2,2
то же			700/1400	2500	6 200	2,85	4200	150—300		1,8—3,6
» » 		700/1400	2500	6 200	1,0	4200	100—200		2,9—5,8
» > 		700/1400	2500	6 200	1,0	4200	100—200		3,6—7,2
> » 		700/1400	2500	6200	1,0	4200	150-300		5,5-11,0
> » 		700/1400	2500	6 200	: 1>0	4200	150—300		6,0—12,0
Характеристика клетей и двигателей полунепрерывного комбинированного стана 2800/1700

Тип и назначение клети	Размеры валков, леи		Расстоя- ние от предыду- щей клети, мм	Переда- точное отношение	Двигатель			Скорость прокатки, м!сек
	диаметр	длина			мощность, кет	скорость вращения, об/мин	ТИП	
Вертикальный окалиноломатель .	1000	—	—	5,187	900	150—350	Постоянный ток	1,21—3
реверсивная дуо 		1150	2800	9 050	1,0	2x2570	30—60	то же	1,8—3,6
реверсивная универе, кварто . . .	800/1400	2800	37 300	1,0	5500	60—120	» >	2,5—5,0
Чистовой окалиноломатель дуо .	600	1700	119010	23,34	65—195	300—900		0,4—1,2
чистовая кварто 		650/1250	17.00	6 000	11,41	3500	275—550		0,82—1,64
то же	650/1250	1700	5 800	7,25	3500	275—550		1,29—2,58
» »	650/1250	1700	5 800	4,5	3500	275—550		2,08—4,16
	650/1250	1700	5 800	3,125	3500	275—550		3,0—6,0
> »	650/1250	1700	5 800	1,0	3500	150—300	> >	5,1—10,2
» »  ю о	650/1250	1700	5 800	1,0	3500	150—300	» >	5,1—10,2
металла происходит при полной скорости. Максимальная скорость
прокатки 13—15 м/сек.

В полунепрерывных сортовых станах черновая клеть непрерыв-
ная, а в чистовой клети производится раздельная прокатка. Это
имеет следующие преимущества по сравнению с непрерывным ста-
ном: 1) не требуется синхронизация скоростей рабочих валков
чистовой группы; 2) получается возможность прокатки сложного
профиля и достигается большая точность прокатки; 3) упрощается
наладка стана; 4) упрощается привод валков. Раздельная прокатка
металла в чистовых группах полунепрерывных сортовых станов

Рис- 9-8. Схема расположения клетей непрерывного сортового стана 300:

1—7 — черновые клети; 8—15 — чистовые клети; 16 — подводящий рольганг печи;
17 — печной толкатель; 18 — выталкиватель; 19 — делительные ножницы; 20 — под-
водящий рольганг к столу; 21 — ножницы холодной резки; 22 — летучие ножницы;

23 — приемный рольганг холодильника

получается или при линейном расположении клетей чистовой группы
(см. рис. 7-8, д) или же при последовательном расположении (зиг-
загообразном или шахматном). Полунепрерывные сортовые станы
менее производительны, чем непрерывные.

К основным требованиям непрерывных сортовых станов от-
носятся.

1.	Получение заданного соотношения рабочих скоростей; для
станов, где прокатка с образованием петли происходит при высоких
скоростях (15—30 м/сек), необходимо поддержание постоянства
скоростей рабочих валков с точностью порядка 0,1 —0,2 %и малым
временем регулирования: порядка 0,1 сек. В тех случаях, когда
образование петли недопустимо (прокатка сложного профиля),
необходимо, чтобы динамическое падение скорости было неболь-
шим— порядка—4 • 100 = 1,1 5— 1,2 %, т. е. процесс при внезап-
ном приложении нагрузки должен иметь малую колебательность,
а величина статического падения скорости не должна превышать
2% от основной скорости.

2.	Регулирование скорости прокатки с диапазоном (2—3,5) : 1.

3.	Совместное и раздельное управление клетями.

В связи с указанными требованиями для непрерывных сортовых
станов применяются двигатели постоянного тока независимого
возбуждения й индивидуальный привод клетей.
Проволочные станы. На проволочных станах обычно
производится прокатка проволоки диаметром от 5 до 10 мм. Выход-
ная скорость на современном проволочном стане превышает 30 м!сек.

Основным типом современного проволочного стана является
непрерывный стан. Схема одного из таких непрерывных проволоч-
ных станов представлена на рис. 9-9. Стан имеет четыре группы.
Первая группа непрерывная черновая; вторая — непрерывная про-
межуточная; третья — петлевая, состоящая из двух клетей; чет-
вертая — имеетдве параллельно работающие группы. Валки .первых
трех групп имеют по четыре одинаковых калибра; валки четвертой

Рис. 9-9. Схема расположения клетей проволочного стана 250:

1—7 — черновая группа клетей; 5—11 — промежуточная группа клетей; 12—
13 — петлевая группа клетей; 14—19 — чистовая группа клетей; 20 — тол-
катель; 21 — нагревательная печь; 22 — выталкиватель; 23 — двигатель
черновой группы; 24 — летучие ножницы; 25 — двигатель промежуточной
группы; 26—27 — двигатели петлевой группы; 28 — двигатели чистовой
группы

группы имеют по два одинаковых калибра, что позволяет вести
прокатку в четыре нити. При прокатке металл одновременно на-
ходится во всех клетях и наматывается на моталки.

При прокатке проволоки недопустимо возникновение значитель-
ных натяжений металла между клетями или между группами клетей,
а также и образование петли. Применением петлевой группы кле-
тей предусматривается устранение натяжений проволоки между
клетями промежуточной и чистовой групп. Между клетями черновой
и промежуточной групп петлевая группа клетей не ставится, так как
металл на этом участке клетей имеет относительно большое сечение.
Устранение значительных сжатий и натяжений металла на этом
участке производится подбором соответствующего соотношения ско-
ростей рабочих валков данных групп.
К электроприводу непрерывных проволочных станов предъяв-
ляются следующие требования:

1.	Получение заданного соотношения скоростей рабочих валков
клетей.

2.	Регулирование скорости вращения двигателей, необходимое
при прокатке различного сечения проволоки в диапазоне при-
мерно 2:1.

3.	Малые величины статического и динамического падения ско-
рости.

В соответствии с указанными требованиями для непрерывных
проволочных станов применяют двигатели постоянного тока неза-
висимого возбуждения. Так как сортамент проволочных станов срав-
нительно узок, то для клетей отдельных групп этих станов приме-
няют групповой привод (рис. 9-9), при этом получаются большая
компактность стана и меньшая его стоимость.

Трубные станы. В трубопрокатном производстве при-
меняются непрерывные раскатные, калибровочные и редукционные
станы.

На раскатных станах устраняется разностенность трубы и
разглаживаются ее наружная и внутренняя поверхности; на ка-
либровочных станах производится доводка наружного диаметра до
заданного размера в пределах допусков; на редукционных станах
уменьшаются диаметр трубы и толщина стенки.

Непрерывная прокатка бесшовных труб является прогрессив-
ным способом производства этого вида труб. К основным преиму-
ществам непрерывной прокатки бесшовных труб по сравнению
с другими способами их производства относятся: высокая скорость
прокатки (высокая 'производительность), возможность прокатки
тонкостенных труб (со стенами толщиной до 2 мм), лучшее качество
труб и большая точность их изготовления.

В непрерывных трубных станах прокатываемая труба находится
одновременно в нескольких клетях. При этом прокатка происходит
обычно с небольшим натяжением. Как правило, сжатие и образо-
вание петли недопустимо.

К электроприводу непрерывных трубных станов предъявляются
следующие требования:

1.	Получение такого соотношения скоростей рабочих валков
клетей в установившемся и переходных режимах, при котором бы
не возникали усилия сжатия в металле на участке между кле-
тями.

2.	Регулирование скорости вращения двигателей в диапазоне
порядка 2:1.

3.	Малые величины статического и динамического падения ско-
рости.

В связи с указанными требованиями для непрерывных трубо-
прокатных станов применяются двигатели постоянного тока неза-
висимого возбуждения при индивидуальном приводе клетей.
§ 9-3. Системы питания и управления
электроприводами непрерывных станов

Требования, предъявляемые к электроприводам непрерывных
групп различных станов горячей прокатки, имеют много общих
черт. Так, например, для всех непрерывных станов горячей прокатки
требуется поддержание постоянства соотношения скоростей рабочих
валков с той или иной степенью точности, определяемой в каждом
случае технологическим процессом данного стана, регулирование
скорости вращения двигателей с тем или иным диапазоном. По этой
причине для большинства непрерывных станов сохраняются одни
и те же принципы построения систем управления. Не останавли-
ваясь на вопросах, связанных с особенностями прокатки на отдель-
ных непрерывных станах, рассмотрим общие положения, на осно-
вании которых определяется общая структура систем управления
непрерывными станами горячей прокатки.

Питание двигателей клетей непрерывных
групп стана при индивидуальном приводе клетей может
быть осуществлено: 1) от общих шин; 2) от отдельных источников
питания (блочное питание).

Блочное питание, когда каждый двигатель присоединен к отдель-
ному преобразователю, имеет следующие преимущества по срав-
нению с питанием от общих шин:

1)	меньшее время восстановления скорости после захвата ме-
талла валками;

2)	более широкий диапазон регулирования скорости, так как
возможно регулирование не только полем двигателя, но и напря-
жением его на якоре;

3)	облегчается ошиновка, меньше токи короткого замы-
кания.

В качестве преобразователей, питающих клетьевые двигатели,
могут быть использованы как электромашинные генераторы, так
и ртутные выпрямители. В победнее время стали находить пре-
имущественное применение ртутные выпрямители, обладающие сле-
дующими достоинствами:

1)	возможность получения точной и быстродействующей системы
автоматического регулирования скоростей двигателей клетей (при
блочном питании) благодаря высокому коэффициенту усиления и
весьма малой инерционности ртутного выпрямителя;

2)	невысокая стоимость установки;

3)	высокий к. п. д.;

4)	более простая конструкция (отсутствуют щетки, коллектор,
смазочное оборудование).

Питание обмоток возбуждения двигате-
ле й. В данном случае, аналогично системам питания якорей дви-
гателей, применяется питание как от общего источника, так и от
индивидуальных источников напряжения.
При питании обмоток от общего источника напряжения для

ручного управления полем каждого двигателя используются плос-
кие контроллеры, реостаты (рис. 9-10, а, б); для автоматического
управления — бустер-генераторы (рис. 9-10, в).

В схемах питания обмоток возбуждения двигателей от индиви-

дуальных источников напряжения

а)

6)

в)

Рис. 9-10. Схемы питания обмоток воз-
буждения деталей чистовой группы от
общих шин:

а — управление с помощью плоских контрол-
леров; б — управление с помощью реостатов;
в — управление с помощью бустер-генераторов

предусматривается отдельный
возбудитель, в качестве кото-
рого применяются генераторы
постоянного тока, электро-
машинные усилители, ртут-
ные выпрямители, тиратроны,
или магнитные усилители.
Наибольшее распространение
имеют ртутные выпрямители.

Системы управле-
ния двигателями
клетей. Система управле-
ния должна обеспечить авто-
матическое поддержание по-
стоянства скорости вращения
двигателя клети в установив-
шемся режиме и одновременно
получение требуемого харак-

тера переходного процесса
при захвате металла валками
(малое динамическое падение
скорости, небольшое время
восстановления скорости), т. е.
система управления должна
являться системой автомати-
ческого регулирования ско-
рости вращения двигателя.

Такая система в простей-
шем виде с возможностью
подрегулировки вручную со-
отношения скоростей сосед-
них клетей с помощью пло-

ского контроллера представлена на

рис. 9-11. В этой системе за-

дающее напряжение ^/зад сравнивается с напряжением плеча потен-
циометра тахогенератора у(7тг. Разность (17зад— уС/Тг) подается на
вход усилителя У и далее на вход системы сеточного питания ССП.
Получаемая при этом отрицательная обратная связь по скорости

уменьшает влияние нагрузки на скорость, что в свою очередь умень-
шает статический перепад скорости. Изменение скорости вращения
двигателя вручную осуществляется перемещением траверсы плос-
кого контроллера. Плоский контроллер имеет две секции: секцию
ПК-1, включенную в цепь обмотки возбуждения двигателя ОВД,
и секцию ПК-2, включенную на напряжение тахогенератора ТГ.
Обе эти секции управляются общей траверсой. Секция ПК-1 пред-
назначена для регулировки скорости вручную изменением поля.
При перемещении траверсы вниз, ослабляется поле двигателя и
увеличивается скорость вращения. Одновременно увеличивается
и напряжение тахогенератора Птг. Однако при этом напряжение
уПп, снимаемое с потенциометра тахогенератора и подаваемое в

Рис. 9-11. Система с независимым управлением
поля двигателя клети чистовой группы непре-
рывного стана

цепь управления, должно оставаться неизменным. В противном
случае разность (Пзад — уПтг) уменьшится, снизятся также напря-
жение на РВ и скорость вращения двигателя. Чтобы при регули-
ровании скорости вручную воздействием на поток оставить постоян-
ным напряжение уЙтг, необходимо изменить передаточный коэффи-
циент потенциометра обратно пропорционального изменению напря-
жения Йтт. Эта задача выполняется с помощью секции ПК-2. При
перемещении траверсы вниз сопротивление плеча потенциометра гп,
с которого снимается напряжение уПтг уменьшается, т. е. умень-
шается у = где Нп — полное сопротивление потенциометра.

Управление скоростью вращения двигателя путем изменения
его поля в системе, представленной на рис. 9-11, не зависит от вели-
чины напряжения на якоре двигателя; поэтому такое управление
называется независимым.

На рис. 9-12, а представлена система зависимого управления
полем двигателя. В такой системе двигатель Д и его обмотка воз-
буждения ОВД питаются от отдельных выпрямителей: двигатель —
от РВ, а обмотка возбуждения — от РВВ. Система сеточного управ-
ления ртутного выпрямителя РВВ получает напряжение от ртутного
выпрямителя РВ двигателя. Следовательно, работа РВВ зависит от

Рис. 9-12. Система с зависимым управлением поля двигателя
клети чистовой группы непрерывного стана

величины напряжения' РВ. Обычно система строится так, что при
напряжении двигателя в пределах 0—95% от номинального ртутный
выпрямитель РВВ открыт полностью, и ток возбуждения двигателя
равен номинальному. Цри напряжениях, превышающих 95% но-
минального, ртутный выпрямитель РВВ начинает запираться и
поле двигателя ослабляется. Полный диапазон изменения скорости
ослаблением поля двигателя получается при изменении напряже-
ния РВ в пределах от 95 до 100% номинального напряжения дви-
гателя. На рис. 9-12, б изображены кривые изменения тока возбуж-
дения и скорости двигателя в зависимости от напряжения ртутного
выпрямителя РВ. В системе регулирование скорости вращения
двигателя клети вручную производится воздействием на задающее
напряжение (7зад. При этом, как видно из графика (рис. 9-12, б),
скорость вращения двигателя будет регулироваться за счет изме-
нения его поля при почти постоянном напряжении на якоре.
Система с зависимым управлением поля является более простой,
так как в ней отсутствует необходимость в применении плоских
контроллеров с двумя секциями сопротивлений.

В остальном две приведенные системы управления примерно
равноценны.

§ 9-4. Переходные процессы при ударном
приложении нагрузки

Характер переходных процессов при захвате металла валками
имеет важное значение при проектировании системы управления
электроприводом непрерывных групп прокатных станов. На основе
изучения этих процессов представляется возможным выяснить
влияние отдельных параметров системы на характер процесса,
выбрать оптимальное соотношение этих параметров, определить
необходимость применения тех или иных обратных связей для полу-
чения наилучшего характера переходного процесса, не усложняя при
этом значительно систему управления.

Рассмотрим вначале переходные процессы при ударном прило-
жении нагрузки в системе электропривода без регулятора скорости.

Переходные процессы при ударном приложении
нагрузки без применения регулятора скорости

Системы управления без регулятора скорости широко распро-
странены в электроприводах непрерывных станов с невысокой ско-
ростью прокатки, например, трубопрокатных, заготовочных, чер-
новых групп непрерывных и полунепрерывных, проволочных и
мелкосортных станов.

Процессы.при ударном приложении нагрузки без регулятора
скорости описываются следующими исходными уравнениями:

О = СеДш + 1Х0 +	(9-18)

+	(9-19)

Здесь Део — приращение скорости вращения двигателя,
рад/сек-,

I — ток якоря двигателя, а;

— сопротивление цепи якоря, ом\
Ь — индуктивность цепи якоря, гн\
К — ток статической нагрузки, а\

Т„ —	— электромеханическая постоянная времени при-

вода, сек\

] — момент инерции, кем2’,

Се =	— коэффициент э. д. с. двигателя,

См —у- — коэффициент момента двигателя,
Решая уравнения (9-18) и (9-19) относительно Део и I, получим

соответственно

— „ (РАЫ ч гг	, А Л

Т Т ^2< । т । ;_______ /

1 о1 м Л2- -Г 1 М й1 “Г * — 1 с

(9-20)

где Тя = о------электромагнитная постоянная времени цепи яко-

ря, сек-,

Дсос = ++ — статическое падение скорости, рад/сек.
Уравнения (9-20) также можно записать в виде

ТЯТЫ ^ + ^ ^ + △* = 1;	(9-21)

ТЯТМ^+Тм^ + 1 = 1,	(9-22)

где Ду =	— относительная величина приращения скорости;

I = к— относительная величина тока,
'с

Характеристическое уравнение в данном случае имеет вид
Т„Т„р* + Т„р +1=0.	(9-23)

Корни характеристического уравнения:
для апериодического процесса

для колебательного процесса

1 Г т . . т -*/ 4 — ш ]
Р^^Т;[-2±]-2У -й~|’
т

где т == =? — отношение постоянных времени.
* я

Комплексные корни уравнения имеют место при т
вительные — при т к> 4.

Решение уравнений (9-21) и (9-22) имеет вид

(9-24)

(9-25)

4, дейст-

Д V = Д, + АхеР^ +	;

(9-26)

I = Во + В^1 + В2еР^1.

(9-27)

Здесь Ло = 1 и Во = 1 — конечные значения величин Ду и ц
Ах, А2, В1г В2 — постоянные интегрирования, определя-
емые по начальным условиям;

Рх и р2 — корни характеристического уравнения.

В момент приложения нагрузки, т. е.=при 1 = 0, 1 = 0 (так как
в цепи якоря имеется индуктивность, препятствующая мгновенному
изменению тока), Ду = 0 и^^__о = —у-. При определении по-
стоянных интегрирования берем положительное значение произ-
водной )^о = т_.

Учитывая приведенные начальные условия, напишем следующие
равенства для определения постоянных интегрирования:

О = 1 + Д + А>

"Т- ~ Р1^1 + р2^2>

1 1	2 }.	(9.28)

0 = 1+ + В2»

0 = Р1В1 + Рг-®2-

После определения из уравнения (9-28) с учетом уравнений
(9-24) и (9-25) постоянных интегрирования и подстановки их в (9-26)
и (9-27), получим:

для апериодического процесса при т '^> 4

△V = 1 +

----(Ут-|-Ут —4)г	----^(Ут— Ут — 4) г

е 2	е 2	I

_ — —(Ут-}-Ут—4)т	—	(Ут —Ут—4)т

— [е 2	— е 2

(9-29)

2

—	(т+Ут—4) т	—	(Ут—Ут—4)т

е 2	е 2

для колебательного процесса при т 4

Д V = 1----е 2 т- зтГ-ХУЧт — т2 • т + агс!§ 1/~4- „т] +

У 4—т	Ь	ш

т

о 2~х	1

+ е   - • 81п~]/ 4т — т2-х\	(9-31)

У 4т — т2	1

_т	____

I = 1 —	2 8ш[~У4т — т2-г + агс1ё'У^р1.

у 4— т	I	г т

(9-32)

Здесь т = ~---относительное время.

Уравнения переходных процессов показывают, что характер
этих процессов зависит только от отношения постоянных времени.
Абсолютное же значение электромеханической постоянной времени
Т„ влияет лишь на величину масштаба оси абсцисс кривых пере-
ходных процессов. Отсюда следует, что изменять характер переход-
ного процесса можно путем изменения отношения постоянных вре-
мени Тк и Тя.
На рис. 9-13 представлены кривые приращения скорости и тока
двигателя при ударном приложении нагрузки, построенные по урав-
нениям (9-29), (9-30), (9-31) и (9-32) для различных значений т.
Из сравнений этих кривых видно, что с уменьшением отношения т,
начиная с четырех, процесс переходит от апериодического к колеба-
тельному. При этом увеличиваются динамическое падение скорости
и максимум тока. Время нарастания тока от нуля до тока статичес-
кой нагрузки /д равно времени изменения приращения скорости Ат

тока двигателя при приложении нагрузки
△V = А(т); I = /2(т)

от нуля до величины динамического падения скорости Атд, так как
при I = производная	= 0 и г = /с [согласно урав-

нению (9-19)]. Это время различно в зависимости от иг. При зна-
чениях т, близких к, четырем, время /д велико, с уменьшением т
время /д снижается, а затем начинает расти. Следовательно, кривая
тд = /(т) имеет минимум. Уравнение кривой тд = /(т) можно полу-
чить из (9-32), если положить в нем 1= 1 и т = тд =

* м

В этом случае

81п 4т — т2 • Тд + агс!§	=	(9-33)

Это равенство выполняется, если

у V 4т —т2  тд + агс!б ]/"	= я. (9-34)
Решая (9-34) относительно тд, получим

4 — т
т

л
тд = 2-

У 4т — т2

(9-35)

На рис. 9-14 построена кривая тд = Цт), из которой видно, что
наименьшее относительное время изменения приращения скорости
от нуля до величины динамического падения скорости равно тд опт =
= 2,3, а соответствующее
этому времени .отношение
т = 1,5. Следовательно,

/попт =1,5 является опти-
мальным, так как при этом
отношении получается ми-
нимальное время Тд = 2,3.
При всех остальных значе-
ниях т время тд будет боль-
ше. Однако важно отметить,
что время тд при отноше-
ниях т в пределах пример-
но от 0,85 до 2,4 мало отли-
чается от оптимального, что
следует учитывать при вы-
боре параметров системы.

Приводя подстановку
т = тд в уравнение (9-31),
после соответствующих пре-
образований получим

т

(9-36)

Л

4

Рис. 9-14. Кривая времени изменения тока
двигателя от нуля до I = /с при разных
Т
значениях т — у1

* я

где Д\д =	— динамическое падение скорости, отнесенное к ста-

тическому падению скорости.

При оптимальном значении тОПТ = 1,5 и тд опт = 2,3 из (9-36)

будем иметь

△Хи. опт

- 1,5-2.3

е 2

г— = 1,145,

т. е. в этом случае динамическое падение скорости на 14,5% больше
статического падения скорости.

Определить отношение т по заданному динамическому падению
скорости аналитически, пользуясь уравнением (9-36), невозможно,
поэтому при необходимости следует пользоваться кривой Дтд =
= /(ш), построенной по уравнениям (9-35) и (9-36). Эта кривая по-
называет, что при изменении тот0,85 до 2,4динамическое падение
скорости меняется в пределах 1—1,35.

Если такие значения динамического падения скорости удовлет-
воряют требованиям технологии, то при расчете выбирается отно-
шение иг в пределах 0,85—2,4, а по уравнению (9-36) уточняется
величина динамического па-

Рис. 9-15. Упрощенная однолинейная
система управления двигателем клети
с регулятором скорости и компаунди-
рованием

дения скорости.

Время максимума тока оп-
ределяется после дифферен-
цирования уравнения для тока
(9-32)и приравнивания полу-
ченной производной нулю:

0 =	^У4т—т2 тмакс +

+агс(е|л^]_/^.

Данное равенство соблю-
дается в случае, если

у]/'4т —т2-тнакс = л.

При этом

тмакс = Г 2я .. (9-37)
У 4т — т2 '	'

Если подставить полученное значение тмакс в уравнение (9-33), то

Учитывая, что 81п^л + агс1§ ]/~агс!§ ^/~

У 4 — т

— -—2-----• напишем

1маКс = 1 4-	(9-38)

Из уравнения (9-38) следует, что максимум тока при ударном
приложении нагрузки зависит только от т. При т = 0; 7макс = 2,
а при т = 4; /макс = 1. Таким образом, при изменении т в пределах
от 0 до 4 максимальное значение тока меняется от 0 до 2.

Пример 9-1. Определить показатели переходного процесса при ударном
приложении нагрузки, равной номинальной, к валу двигателя МП6800—175;
5000 кет; 825 в; 175 об!мин; 6410 а, 272000 н-м; = 0,00345 ом; число по-
люсов 2р == 18; двигатель питается от общих шин. Момент инерции привода
7 = 1,2 • 27500= 33 000 кем8.
Решение,
вилла)

1Я = 0,25

Индуктивность цепи якоря (формула Уманского—Лин-

60	Щ л„_	60	825	„ „

2/7Инл ’ /н “ 0,25 18 • 175 - 3,14 ’ 6410 “ 0,000195 гн-

Электромагнитная постоянная времени

0,000195

Тя ~ /?я “ 0,00345 “ 0,056 СеК'

Коэффициент э. д. с. двигателя

Г —	_ 825 — М10 • 0.00345 _ в

е * сон	18,3	’ рад)сек '

„	2лпн 2-3,14-175 ,оо л.

Здесь со„ = „п =--------4;;---= 18,3 рад сек.

60	60

Коэффициент момента двигателя
_МН _272000

м ~ /н ~ 6410 ~ 2,5 а '

Электромеханическая постоянная времени

' __ -^*я

м сесм

33000-0,00345
43,9 • 42,5	~

0,061 сек.

Соотношение постоянных времени

т =

Д, _ °’061
Тй ~ 0,056

= 1,09.

Полученное отношение пг не выходит за пределы оптимальных по условиям
быстродействия системы.

Статическое падение скорости

Дк>с°/о =

Л%я

/н7?я

100 =

6410 • 0,00345

825 - 6410-0,00345

100 = 2,76%.

Время динамического падения скорости [уравнение (9.35)]

. 1 / 4 — т	.	,-я Г — 1,09

Я~аГс18|/	3,14-агс12 |/ -Тб9~

т — 2--------— -----------= 2------- --------------

л	/4т — т2	/4-1,09—1,092

<я = 1ЛТ„ = 2,38 - 0,061 =0,145 сек.

Динамическое падение скорости [уравнение (9-36)]

= 2,38;

т

~2 ТД

А*д = 1 т ,? ~

-Ь^.2.38

е 	—=1,26;

V 1,09

Дыд% = Д юс%; ДУд = 2,76 • 1,26 = 3,48%.

Время максимума тока [уравнение (9-37)]

2л	2 - 3,14

мане - 1<4т _ от2 “ /4-1,09—1,092

*макс = Гчакс/ = 3,52 • 0,061 = 0,215 сек.

Максимальное значение тока [уравнение (9-38)]

1=1 +е 1 4~т =1+е У 4—1,°9= 1.147
Переходные процессы при ударном приложении
нагрузки с безынерционным регулятором скорости

Для питания двигателей клетей современных непрерывных ста-
нов применяются ртутные выпрямители. Ртутный выпрямитель
имеет очень малую инерционность, определяемую инерционностью
сеточного управления.

Для электроприводов непрерывных прокатных станов исполь-
зуются следующие системы сеточного управления: 1) с пик-генера-
торами; 2) с пик-дросселями и статическими фазорегуляторами;
3) с однополупериодными магнитными усилителями.

Система сеточного управления с однополупериодными магнит-
ными усилителями обладает рядом преимуществ в сравнении с дру-
гими системами. Так, например; а) в ней совмещены функции пико-
образования и фазосмещения в одном аппарате, что упростило си-
стему за счет исключения сравнительно сложного, громоздкого
статического фазорегулятора; б) она является быстродействующей:
изменениенапряженияотнуля до номинального происходит за время,
меньшее 0,01 сек, т. е. примерно в шесть-семь раз быстрее, чем в си-
стеме с пик-дросселем и статическим фазорегулятором. Быстродей-
ствие системы сеточного управления повышается с увеличением
частоты напряжения, питающего магнитный усилитель.

Учитывая указанное, ртутный выпрямитель с системой сеточного
управления с однополупериодным магнитным усилителем при рас-
чете переходных процессов можно рассматривать как безынерцион-
ное звено. Поэтому при исследовании переходных процессов, свя-
занных с ударным приложением нагрузки, в системе управления
двигателем часто учитывают лишь электромеханическую Тм и элек-
тромагнитную Тя постоянные времени.

Обычно, кроме отрицательной обратной связи по скорости, при-
меняют также и отрицательную обратную связь по току. На рис.
9-15 изображена упрощенная однолинейная система с указанными
обратными связями. Для такой системы действительны следующие
уравнения:

СеДиКс —	= Д{7рв;	(9-39)

ДЦ,в = Яо + ^ + С^п’	(9-40)

1 =	+	(9-41)

Здесь Кс = у1а1Ку/<рП — коэффициент усиления обратной связи по
скорости;

Кт = сКуКрв ~ коэффициент обратной связи по току;

ат =	— передаточный коэффициент тахогенера-

тора;

ут =	— передаточный коэффициент потенциометра

/\пт

тахогенератора;
Пт, гпт — сопротивления потенциометра и его плеча;
о — результирующий передаточный коэффи-
циент преобразователя ПТ и трансформа-
тора тока ТТ в цепи обратной связи по
току;

Ку, Крв — коэффициенты усиления усилителя У и
ртутного выпрямителя РВ;

ДЦ,В — изменение выпрямленного напряжения
ртутного выпрямителя РВ, вызванного
ударным приложением нагрузки;

По, Ья — сопротивление и индуктивность цепи яко-
ря двигателя.

Уравнения написаны в предположении, что каждый элемент
системы работает на прямолинейном участке статической характе-
ристики.

Исключая из уравнений (9-39), (9-40) и (9-41) напряжение Д77рв
и ток I, получим

+Ти(1+Кт)^ + (1+Кс)Д(0=-^(1 +кт).
НС	к-/ 0

(9-42)

Согласно уравнению (9-42), статическое падение скорости с уче-
том действия обоих обратных связей равно: .

(9-43)
или

/ 7?

где Дсос = -ут-2 — статическое падение скорости при отсутствии
се

обратных связей;

/ — коэффициент, характеризующий, во сколько
раз уменьшается статический перепад ско-
рости с введением обратных связей.

Из уравнения (9-44) следует, что отрицательная обратная связь
по току увеличивает статическое падение скорости, а отрицательная
обратная связь по скорости уменьшает ее.

Характеристическое уравнение в рассматриваемом случае имеет
вид

7яТмр2 + (1 + Кт) Тыр + (1 + Кс) = 0.	(9-45)

Оно может быть заменено эквивалентным характеристическим
уравнением

ППр2 + Т'кр + 1 = 0,	(9-46)
где эквивалентные значения постоянных времени определяются из
равенств

ПТМ =	;	(9-47)

П =	(9-48)

Сравнивая между собой характеристические уравнения (9-23) и
(9-46), замечаем, что они полностью тождественны друг другу. Так
как при этом тождественны и начальные условия, то для определе-
ния характера протекания переходных процессов в системе с об-
ратными связями могут быть использованы уравнения, выведенные
для системы без обратных связей, т. е. уравнения (9-29), (9-30),
(9-31) и (9-32).

Из (9-47) и (9-48) получаем

Г; = 7,-^.	(9-49)

Уравнения (9-48) и (9-49) показывают, что эквивалентные по-
стоянные времени можно менять в широких пределах с помощью
обратных связей. Так, с увеличением коэффициента усиления об-
ратной связи по току Кт уменьшается эквивалентная электромаг-
нитная постоянная Т'я и увеличивается эквивалентная электроме-
ханическая постоянная Т'ы. С увеличением же коэффициента уси-
ления обратной свяви по скорости Кс уменьшается эквивалентная
электромеханическая постоянная Тм, а эквивалентная электромаг-
нитная постоянная Тя при этом не меняется.

После соответствующих преобразований в уравнениях (9-47)
и (9-48) будем иметь

где ш' = ~ — соотношение эквивалентных постоянных времени;

' я
т
т= — соотношение действительных постоянных времени.

* я

Из (9-50) следует, что отрицательная обратная связь по току дей-
ствует в сторону увеличения отношения т', а отрицательная об-
ратная связь по скорости, наоборот, — в сторону снижения этого
отношения. При этом обратная связь по току действует более эф-
фективно, чем обратная связь по скорости.

Из уравнений (9-44) и (9-50) получаем

/т' = т (1 -ф Кт),
откуда

(9-51)

Кроме того, из (9-44)

Кс = /(1 +Кт)-1.	(9-52)
Уравнения (9-51) и (9-52) являются расчетными. По ним вначале
находится коэффициент Кт, а затем /Сс. Для этой цели предвари-
Т'

тельно следует задаться отношением тг — в пределах от 0,85
* я

до 2,24, коэффициентом снижения статического перепада скорости /

т

и знать отношение т =	.

‘ я

Пример 9-2. Двигатель клети непрерывной группы стана типа МП6800-175;
5000 кет; 825 в; 175 об)мин получает питание от ртутного выпрямителя. Система
управления имеет безынерционный регулятор и применяется компаундирова-
ние. Полное сопротивление цепи якоря 7?0 = 0,0195 ом; Е„ = 803 в; =
= 0,34 сек; ТЙ = 0,03 сек; Се = 4,6. Статическое падение скорости должно
равняться 0,1% при удовлетворительном характере переходного процесса
(динамическое падение скорости не должно быть выше 0,2%).

Выбрать коэффициенты усиления обратных связей по скорости и по току.
Определить показатели переходного процесса.

Решение.

Отношение постоянных времени

т =

0,34

0,03

= 11,3.

Статическое падение скорости при отсутствии обратных связей

Асос% =	100 = .^°.0-0195 100 = 15,6<>/0.

Сд	оОо

Потребная степень снижения статического падения скорости

Выбираем т' в пределах 0,85—2,4; берем т' = 2.
Коэффициент усиления обратной связи по току

“1 = 1тЬ’156~1 = 26Д

т 11 ,оо

Коэффициент усиления обратной связи по скорости

Кс = /(1 + /Ст) — 1 = 156 (1 + 26,5) - 1 = 4290.

Это вызывает необходимость применения усилителей с очень большим ко-
эффициентом усиления. В современных системах управления в качестве про-
межуточных усилителей применяются электронные усилители, обладающие
большим коэффициентом усиления и практически безынерционные.

Эквивалентная электромеханическая постоянная времени

т*	т 1 Ат лол 1 4~ 26,5 л ЛОЮ

Г“ ~ Г“ 1 +	~ °'34 1 + 4290 “ 0,02 8	'

Эквивалентная электромагнитная постоянная времени

' - тгё = °'03 ТТЖ - °'00109 “«•

Время динамического падения скорости

. 1 / 4 — т' о 1 л * “| /* 4 — 2
л — агсТе I/ —75—	3,14 —агсЦт I/ —

т. = 2-------г- —. ---- = 2-------.	-	- = 2,35;

д	/4т' —т'2	/4-2 — 22
( = Т'итл = 0,00218  2,35 = 0,00512 сек.

Динамическое падение скорости (9-36)

т'
р-2'Т«	р-2,35

^-1+“7^=1+тг= 1,0675;

Л<Вд% = ЛЫс%А'<’д = 0,1 • 1,0675 = 0,1068.

Время максимума тока

2л	2-3,14

Тмакс =  .	----- — г — = ">14;

/4т' —т'8	/4-2 — 22

Гмакс = Г'т = 0,00218 • 3,14 = 0,0069 сек.

М4КС	ММ’	'	'

Максимальное значение тока

, _1/. г^—.п	3.14

1макс=Ц-е У 4-т'- =1 + * У 4" 2	= 1,043.

Инерционный регулятор скорости

При исследовании переходных процессов, связанных с ударным
приложением нагрузки, необходимо учитывать инерционность ис-
точника питания двигателя. Регулятор скорости с учетом постоян-
ной времени источника питания, а в общем случае с учетом постоян-

ТТ

Рис. 9-16. Упрощенная однолинейная система управления дви-
гателем клети с электронным усилителем

ных времени всех инерционных звеньев системы регулирования,
является инерционным. Расчет параметров системы с таким регуля-
тором отличается от расчета параметров систем с безынерционным
регулятором.

Рассмотрим систему регулирования скорости, представленную на
рис. 9-16, где используется электронный усилитель. Для такой си-
стемы блок-схема с учетом инерционности РВ изображена на рис.9-17,
а 1Л. 44].

Необходимо отметить, что при ударном приложении нагрузки
входной величиной системы следует считать статический ток, так
как он является причиной возникновения переходного процесса.
Если принять статический ток за входную величину, то блок-схема

Рис. 9-17. Блок-схема системы, представленной на рис. 9-16

при этом будет иметь вид, представленный на рис. 9-17, б. Для такой
схемы действительно следующее операторное уравнение, составлен-
ное по обычным правилам:

^с/?0 =	+	1 + ТЯР	^9’53^

Отсюда передаточная функция разомкнутой системы (размыкание
в точке Л)

ц, =	=_______1 + ^ + грвД___	(9-54)

раз 7С Т„Р (1 + Гяд)(1 + Трвр)-	° >

Здесь	Трв — постоянная времени системы сеточного пи-

тания ртутного выпрямителя;

/< = уа1КуКр„ — коэффициент усиления системы.

Уравнение (9-54) можно представить в следующем виде:

=________1_____[1 _)___К.__)

раз Гмр(1 + Гяд) Г + 1 4-ГрвРГ

или

^раз = ^ор(1+^рег).

(9-55)

(9-56)

311
где №ор = ——..—г—передаточная функция объекта регу-
1 I мР (1 + 1 яР)

лирования;

гг

^пег = т-----------передаточная функция регулятора.

Если при указанной передаточной функции переходный процесс
протекает неудовлетворительно, то необходимо изменить переда-
точную функцию введением в систему регулирования корректирую-
щей цепи.

Корректирующие цепи включают.в систему либо последовательно
с регулятором и объектом, либо параллельно. При последовательном
включении корректирующей цепи, примененной для получения же-
лаемого характера переходного процесса, передаточная функция
системы имеет вид

^жел = ^ор(1+^реГ^К).	(9-57)

где ТУК — передаточная функция корректирующей цепи.

Если ТКрегТУк 1, то можно принять, что

^раз = ^ор^рег	(9-58)

И

^жел = ^раз^к-	(9-59)

В настоящее время разработан ряд методов выбора и расчета
корректирующих цепей, из которых наиболее простым и имеющим
широкое применение в инженерной практике является метод лога-
рифмических частотных характеристик.

Частотные характеристики строятся по передаточной функции
системы. Логарифмические частотные характеристики получаются
после логарифмирования частотных характеристик. На практике
для упрощения расчетов логарифмические характеристики заменя-
ются приближенными асимптотическими, представляющими собой
ломаные линии, составленные из прямолинейных отрезков с накло-
нами к оси частот, кратными 20 дб/дк.

Переход от уравнения передаточной функции к уравнению ам-
плитудной частотной характеристики запишем в виде

=	(9-60>

После логарифмирования и умножения на 20, получим

20 1ёЛк(со) = 201ёЛжел(И)-201ёЛрез(®).	(9-61)

Здесь Лк(со) — амплитудная частотная характеристика коррек-
тирующей цепи;

Лжел(со) — желаемая амплитудная частотная характеристика;

Лрез(со) — амплитудная частотная характеристика разомкну-
той системы без корректирующей цепи.
Для рассматриваемого случая

Д (со) =-----г   Л г_..... . .	(9-62)

Р	Гми/ + (Гя<о)2/ 1+(7сп<о)2	'	’

и

20Дрез (со) = 2018 К - 20Т„ со - 20V1 + (7>)2 -

— 2О1е]Л1+Тспсо)2.	(9-63)

На рис. 9-18 по уравнению (9-63), построена логарифмическая
характеристика разомкнутой системы без корректирующей цепи.

Рис. 9-18. Логарифмические амплитудные характеристики к
примеру (9-3)

При построении приняты значения К = 155; Т„ = 0,34 сек; Тя =
= 0,03 сек и Трв = 0,1 сек.

Желаемая логарифмическая амплитудная характеристика, со-
ответствующая хорошему качеству переходного процесса, строится
в следующем порядке:

1.	Логарифмическую характеристику целесообразно разделить
на три участка: низкочастотный, среднечастотный и высокочастот-
ный.

2.	Среднечастотный участок характеристики проводится через
точку оси частот, соответствующую частоте среза характеристики.
Наклон среднечастотного участка берется равным 20.

3.	Частота среза желаемой характеристики для рассматрива-
емого случая инерционного регулятора скорости определяется по
уравнению

ш---------[1/1-1- пТ* ^рв ~	__11 (9-64)

с~ т'нП'рв-Т’я) И +	}

если 7рв > Тя, и по уравнению

т —	Г1/ 1_1_ Я?м(7я Трв) . 1	(9-65)

“с- Гм(Гя-Грв) ЧГ	з^в -1]’

если 7'рв < Т„.

Уравнения (9-64) и (9-65) получены при запасе по фазе ус = 30°.
4.	Частота со3, соответствующая концу среднечастотного участка
характеристики, определяется как

ыз=4;	(9’66)

при Трв > 7Я

и

0)3=^	(9-67)

1 рв

при Трв < Тй.

5.	Частота со2 — соответствующая началу среднечастотного уча-
стка характеристики, находится по уравнению

юа = ©сЛ	(9-68)

при Т„в > Тя и по уравнению

ю2 = ю2сТсп

(9-69)

при Т

6. И

Т
л я*

аклоны низкочастотных и высокочастотных участков лога-

рифмических характеристик берутся равными 40 дб/дк.

Разность между логарифмической

Рис. 9-19.

а — звено; б — логарифмическая ам-
плитудно-фазовая характеристика

характеристикой разомкнутой системы
и желаемой характеристикой дает ло-
гарифмическую характеристику кор-
ректирующего звена.

После построения желаемой ха-
рактеристики необходимо ее прове-
рить, чтобы она не была расположена
выше логарифмической характеристи-
ки объекта регулирования:

201ёЛор = -201§7>-
-2О1е/1+(Тясо)2.

В ионном приводе непрерывных
станов горячей прокатки в качестве
корректирующих звеньев применяют-
ся четырехполюсники с цепочками
КС. При этом используется обычно
интегро-дифференцирующее звено,
представленное на рис. 9-19, а. Лога-
рифмическая амплитудная характе-
ристика этого звена изображена на
рис. 9-19, б.

Расчет параметров интегро-диффе-
ренцирующего (корректирующего) зве-

на производится следующим образом.

Строятся логарифмическая характеристика разомкнутой си-
стемы Лраз и желаемая логарифмическая характеристика Лжел.
Логарифмическая характеристика корректирующего звена опреде-
ляется разностью Лраз — Лжсл. Из характеристики корректирую-
щего звена находится значение 201^(7, а затем величина О
(см. рис. 9-18).

Постоянные времени интегро-дифференцирующего звена (рис.
9-19, а), используемого в качестве корректирующего:

Л = -4т7-,	(9-70)

Т2 = Трв.	(9-71)

Здесь сос — частота среза, определяемая по логарифмической ха-
рактеристике разомкнутой системы.

Отношение ъ—Д5- = а находится по уравнению

"Г ^2

а=__________

п + тв(\-оу

(9-72)

Емкостью одного из
например, при заданном

конденсаторов следует задаться. Тогда,

р ___ 7а

(9-73)

сопротивление



(9-74)

емкость

С — —

(9-75)

Пример 9-3. Двигатель клети непрерывного стана типа МП6800—145,
5000 кет; 825 в; 6410 а; Тм = 0,34 сек; Т9 = 0,03 сек; Трв = 0,1 сек; К = 155.
Регулятор инерционный.

Найти параметры интегро-дифференцирующего звена.

Решение.

На рис. 9-18 построена логарифмическая амплитудная характеристика ра-
зомкнутой системы (кривая Драз). Для этой характеристики о = 1 соответ-

К 155	1	1

ствует амплитуда 20 1^ ~- = 20 12 тттд; = 53,2; а ш = — = ——- = 2,94 соот-

ветствует амплитуда 201§ Д = 201§ 155 = 43,8.

Частота среза

^7Я Г1Л । я7м(Грв-Гя) ,1_	155-0,03

с Гн(ГРв-7я)1Г ' Т 5КЦ Ч 0,34(0,1 -0,03)

ГтА , 3,14-0,34(0,1—0,03)	,1	155-0,03-0,086 1СС 1

' Х[|/ 1 +--------ЗД55-о)№	4 =-------0,34-0,07	= ,6’8 Га/?

Частота а>3, соответствующая концу среднечастотного участка желаемой
характеристики:

3 Т„ 0,03 33,3 сек'
<ва = ш?Гя = 16,8а . 0,03 = 8,47 —.

* с я	сек

Желаемая логарифмическая характеристика строится на среднечастотном
участке с наклоном 20 дб/дк, а на низкочастотном и высокочастотном участках
с наклоном 40 дб/дк.

Вычитая из характеристики Лзам характеристику Лжел, получаем характе-
ристику корректирующего звена (см. рис. 9-18), характеристика Лк. По ха-
рактеристике корректирующего звена находим постоянные времени
а также

20 12 О = — 28,5,
откуда

0 = 0,04.

Отношение а определяется из равенства

ОТ,,
П+Т^-О)

0

0,118 + 0,1-0,96	’	'

Задаемся емкостью конденсатора,’примем С= 1 мкф; тогда
/?2 = Д =	10» = 100 ком,

сопротивление

= ~~0гё222, •100 == 4450 ком'
емкость

С^Й = 'ТО^=0-0265 ^-

§ 9-5. Автоматическое регулирование толщины
листа на непрерывном стане горячей

прокатки

Качество прокатного листа в большой степени определяется ве-
личиной разнотолщинности листа. Чем меньше разнотолщинность,
тем выше качество листа.

Листы, прокатанные на станах без применения автоматического
регулирования толщины, имеют большое расхождение по толщине.
В связи с этим значительное количество продукции стана выходит за
пределы допусков по толщине.

Причинами разнотолщинности листа является следующее:

1)	превышение температуры переднего конца листа в сравнении
с температурой заднего конца, что приводит к постепенному утол-
щению полосы от начала к концу;
2)	прокатка переднего и заднего концов полосы происходит без

натяжения, в результате чего концы получаются утолщенными;

3)	эксцентриситет опорных валков;

4)	неравномерность нагрева слябов в печах.

Разнотолщинность от влияния первой и второй причин может
быть устранена путем применения систем автоматического регули-
рования толщины. Устранение влияния третьей причины возможно
переводом опорных валков стана на подшипники жидкостного тре-
ния, а влияние четвертой причины — совершенствованием техно-

логии нагрева слябов.

С изменением темпера-
туры металла или толщи-
ны подката изменяются со-
ответственно и усилия дав-
ления металла на. валки.
Это приводит к изменению
упругой деформации систе-
мы «валок—клеть», вызы-
вающей в свою очередь
изменение раствора валков,
а следовательно, и толщи-
ны полосы. В связи с этим
для устранения разнотол-
щинности листа необхо-
димо воздействие на на-
жимные устройства клетей,
с тем чтобы компенсиро-
вать изменение раствора
валков, вызванное измене-
нием упругих деформаций

Рис. 9-20. Структурная схема рентгенов-
ского измерителя толщины

валков и станины.

В системах автоматичес-

кого регулирования толщи-

ны полосы на непрерывных станах горячей прокатки воздействие
на нажимные устройства клетей производится на основе изме-
рения толщины полосы. В данном случае возможен или, непос-
редственный замер толщины, или косвенный, когда замеряемая
величина косвенно связана с толщиной, например, раствор вал-
ков, усилие деформации металла и т. д.

Для непосредственного замера толщины горячего металла с
целью автоматического регулирования толщины применяется рент-
геновский измеритель. Принцип действия его основывается на из-
менении степени поглощения рентгеновского излучения в зависи-
мости от толщины стальной полосы, через которую проходят рент-

геновские лучи.

На рис. 9-20 представлена структурная схема рентгеновского
измерителя толщины. Рентгеновская трубка 2 получает питание
от блока 1. При помощи свинцовых экранов 3 излучение от рентге-
новской трубки разделяется на два луча. Один луч проходит через
эталонную пластинку 4 той же толщины и того же металла, что и
прокатываемая полоса, и попадает на флуоресцирующий экран 5.
Экран начинает светиться, и его освещение воздействует на фотоум-
ножитель ФУ1. Другой луч проходит через прокатываемую полосу 6,
эталонный клин 7 и попадает на флуоресцирующий экран 8, осве-
щение которого воспринимается фотоумножителем ФУ2. Перемен-
ные составляющие фототоков фотоумножителей ФУ1 и ФУ2 после
усиления их электронными усилителями ЭУ1 и ЭУ2 сравниваются
на входе фоточувствительного усилителя ФЭУ. При разном свечении
экранов 5 и 8 на выходе усилителя ФЭУ появляется напряжение,

Рис. 921. Структурная схема системы автоматического регулирования
толщины полосы непрерывного листового стана горячей прокатки

подаваемое на двигатель Д; двигатель Д перемещает клин 7 в сто-
рону выравнивания свечения экранов. Когда сумма толщин изме-
ряемой полосы и клина станет равной толщине эталонной пласти-
ны 4, двигатель остановится.

При отсутствии измеряемой полосы клин с двигателем устанав-
ливается в такое положение, при котором его толщина и толщина
эталонной пластины 4 одинаковы. В этом случае напряжение выхода
ФЭУ равняется нулю. Такое положение клина соответствует нуле-
вой толщине полосы. При появлении полосы освещение экрана 8
уменьшается, возникает разность напряжений на входе ФЭУ и
двигатель Д начинает перемещать клин в сторону уменьшения его
толщины и увеличения освещения экрана 8. Перемещение клина
будет продолжаться до тех пор, пока сумма толщины измерЯем й
полосы и клина не станет равна толщине клина в нулевом полож°И
нии, т. е. толщине эталонной пластины. Следовательно, в даНн е'
случае перемещение клина пропорционально толщине прокатывгГ
емой полосы. Фиксация перемещения клина производится прибо"
ром 9 с помощью реостатного датчика 10.

При построении системы автоматического регулирования тол-
щины возникают трудности, связанные с тем, что имеется весьма
большая разница во времени (по длине) между моментом (местом)
приложения корректирующего воздействия и моментом (местом)
измерения толщины. В этом случае обычная замкнутая система
автоматического регулирования толщины может обеспечить полу-
чение хороших результатов.

На рис. 9-21 изображена структурная схема системы регулиро-
вания толщины с самонастраивающей программой, предложенная
институтом автоматики и телемеханики АН СССР. Такая система
не сразу, а постепенно, после предварительной прокатки нескольких
полос, самонастраивается на выпуск листа с наименьшей разнотол-
щинностью.

Принцип работы этой системы регулирования заключается в
следующем. Выходящая из последней клети прокатанная полоса
разбивается на несколько участков (в рассматриваемом случае на
пять участков). Длина каждого участка замеряется с помощью
тахогенератора ТГ. Начало и конец полосы фиксируются фотореле
ФР2 и ФР1. Замеренное рентгеновским измерителем ИТ отклонение
толщины полосы от заданной величины подается на вход счетно-
решающего устройства. Последнее состоит из нескольких интегри-
рующих звеньев с запоминанием ИЗ, равных числу участков полосы,
коммутатора входа К1 и коммутатора выхода К2. При прохождении
через последнюю клеть первого участка полосы коммутатор выхода
К2 стоит в первом положении. Через некоторый промежуток времени
Т с момента выхода полосы из последней клети, соответствующий
времени прохождения через последнюю клеть первого участка по-
лосы, происходит мгновенное переключение выходного коммутатора
К2 во второе положение, а через время 2 Т — переключение К2
в третье положение и т. д.

Перевод коммутатора входа К1 производится с отставанием во
времени и так, что К1 переходит в первое положение лишь после
того, как К2 перейдет во второе. Таким образом исключается одно-
временное подключение одного и того же интегрирующего звена с
обеих сторон. При прокатке первого участка полосы в системы
управления нажимными устройствами каждой клети подается воздей-
ствие от интегрирующего звена И31, которое сохранило сигнал,
полученный им от измерителя толщины ИТ при прокатке второго
участка предыдущей полосы. Если первый участок прокатываемой
полосы отличается по толщине от второго участка предыдущей
полосы, то произойдет включение двигателей нажимных устройств
клетей и изменение раствора валков в сторону снижения имеющегося
рассогласования. При прокатке второго участка полосы к системе
управления нажимными устройствами подключается И32, а к из-
мерителю толщины — И31. Если толщина второго участка прока-
тываемой полосы отличается от толщины третьего участка преды-
дущей полосы, то опять начинают работать нажимные устройства,
изменяющие раствор валков в сторону снижения рассогласования,
и т. д.

Недостатком этой системы является то, что при переходе на но-
вую партию листов требуется для самонастройки прокатка несколь-
ких полос, выходящих из допусков. Кроме того, из-за инерцион-
ности системы не обеспечивается автоматическое регулирование
толщины переднего конца полосы.
Глава X

ЭЛЕКТРОПРИВОД И АВТОМАТИЗАЦИЯ
СТАНОВ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ

§ 10-1. Характеристика станов холодной

прокатки

Во всех отраслях народного хозяйства непрерывно растет по-
требность в тонколистовой стали с равномерной толщиной по ширине
и длине, высоким качеством поверхности и способностью к глубокой
штамповке.

При горячей прокатке невозможно получить лист хорошего ка-
чества толщиной менее 1 мм. Этому препятствует образующаяся при
горячей прокатке окалина, толщина которой соизмерима с толщи-
ной самого прокатываемого металла. Лишь при холодной прокатке
удается получить тонкий лист блестящей поверхности, равномер-
ный по толщине, с механическими свойствами, необходимыми при
дальнейшей его обработке.

Подавляющая часть холоднокатанного листа получается при
рулонном способе производства, основным преимуществом которого
является возможность осуществления непрерывности потока ме-
талла в цехе.

Классификация и конструкция станов
холодной прокатки

В конструктивном отношении листовые станы холодной прокатки
(рис. 10-1) разделяются на непрерывные и реверсивные одноклеть-
евые.

Непрерывные станы состоят из нескольких рабочих клетей, рас-
положенных последовательно (рис. 10-1, а). Прокатка в таких ста-
нах происходит одновременно во всех клетях при неизменном на-
правлении движения металла. Число обжатий равно количеству
клетей. Чем больше клетей, тем большее обжатие можно получить
на стане и тем меньше сечение прокатанного металла. На практике
находят применение трех-, .четырех- и пятиклетьевые непрерывные
станы. Пятиклетьевые станы обычно предназначаются для про-

11  В. П. Бычков	321
катки относительно тонкого листа — жести, употребляемой в кон-
сервной промышленности.

Для разматывания листа в начале стана устанавливается разма-
тыватель, а для наматывания листа после прокатки в конце стана —
моталка.

Непрерывные станы являются высокопроизводительными. Так,
годовая производительность современного четырехкДетьевого стана
находится в пределах 1,5—2 млн. т, а пятиклетьевого — 750—
800 тыс. т. В связи с этим их устанавливают там, где требуется вы-
пуск продукции в массовом масштабе.

Реверсивные станы холодной прокатки выполняются однокле-
ьевыми (рис. 10-1, б), Прокатка полосы производится в несколько

Рис. 10-1. Технологические схемы станов холодной прокатки:

а — непрерывного стана; б — реверсивного стана; / — размлтыва-
тель; 2 — моталка; 3 — входная моталка; 4 — реверсивная клеть;

5 — выходная моталка

пропусковприреверсировании рабочих валков клети. Следовательно,
каждый раз после каждого пропуска стан должен останавливаться;
при этом изменяется положение верхнего рабочего валка, после чего
прокатка производится в противоположном направлении. С обеих
сторон реверсивного стана предусматривается применение моталок,
по одной с каждой стороны. Причем в одном направлении одна мо-
талка работает в качестве наматывающей, а вторая — в качестве
разматывающей. При изменении направления прокатки роли мота-
лок меняются.

Реверсивный стан холодной прокатки на входной стороне, кроме
моталки, имеет еще и разматыватель, назначение которого сводится
к тому, чтобы принять рулон, предназначенный для прокатки, и
перемотать его на моталку, стоящую на выходной стороне стана.

Реверсивные станы являются менее громоздкими, чем непрерыв-
ные; они более удобны в настройке при переходе с одного на другое
сечение полосы, но в то же время и менее производительны. По этим
причинам реверсивные станы находят применение при производстве
листа широкого сортамента при небольшом относительном объеме.
Непрерывные станы холодной прокатки, как правило, вып
ются с клетями кварто. Диаметр рабочих валков обычно 500ЛНя”
а диаметр опорных валков примерно 1300 мм. На непрерывных ММ’
нах холодной прокатки производится лист толщиной не
0,25—0,3 мм. Тонкий лист меньшей толщины на таких станах поду6
чить уже затруднительно, так как упругая деформация валКо^'
клети и нажимных винтов оказывается соизмеримой с толщиной
металла. Кроме того, при больших диаметрах рабочих валков Не

представляется возможным производить точную прокатку полосы
очень малой толщины. Установлено, что при прокатке металла
толщины к диаметр рабочих валков не должен быть больше (1000—
2000) к. Следовательно, с уменьшением толщины прокатываемого
металла необходимо соответственно уменьшать и диаметр рабочих
валков. Так, если производить прокатку полосы, толщиной 0,1 мм, то
диаметр рабочих валков должен быть равен примерно 100—200 мм.
Однако с уменьшением диаметра рабочих валков будет увеличиваться
упругая деформация. При этом окажется уже недостаточным нали-
чие двух опорных валков. В связи с этим для придания большей
жесткости механической системе клети и снижения деформации в

различных направлениях число опорных валков увеличивается до
4, 10 и 18.

Многовалковые клети из-за конструктивной сложности при-
меняются только в реверсивных станах. Таким образом, возникли
шести-, двенадцати- и двадцативалковые реверсивные станы для
холодной прокатки очень тонкой полосы. В многовалковых станах
при очень малом диаметре рабочих валков (диаметр рабочего валка
двадцативалкового стана 10—55 мм) приводными обычно являются

опорные валки.

Технологический процесс производства
холоднокатаного листа

Технологический процесс производства холоднокатаного листа
включает обычно следующие операции:

1)	очистку поверхности полосы, поступающей на стан холодной
прокатки от окалины и ржавчины;

2)	холодную прокатку металла;

3)	термическую обработку холоднокатаного металла для при-
дания ему заданных свойств;

4)	дополнительную холодную прокатку после отжига с неболь-
шим обжатием (дрессировка);

5)	окончательную отделку (правку, резку на карты, обрезку кро-
мок, лужение и т. д.).

Указанная технологическая схема является общепринятой,
хотя возможны и отклонения.

Очистка полосы от окалины и ржавчины производится травле-
нием в кислотных ваннах. Схема травильной линии показана на
ц«	323
рис. 10-2. В цехе холодной прокатки устанавливают две или три
такие линии. Прокатанный на стане горячей прокатки лист в виде
рулона поступает на разматыватель 1 травильной линии, откуда
передний конец полосы подается в тянущие ролики и в правильную
машину 2. На ножницах 3 производится обрезка переднего конца,
который в сварочной машине 4 сваривается с задним концом преды-
дущей полосы. Часто вместо.сварочной машины применяют сшивную
машину, когда не требуется после травления составлять рулон
из нескольких полос. После сварочной машины полоса через тяну-
щие ролики 5, петлевую яму 6, тянущие ролики 7 поступает в тра-
вильные ванны 8, где и происходит травление в растворе серной
кислоты (раствор кислоты 10—15%-ный, температура раствора

8	9	10 И 12

2	3 Ь 5 6 7	„	-

13 Н



2

з

ж

Рис. 10-2. Технологическая схема травильной линии

70—80° С). После этого полоса проходит промывные ванны 9, 10,
отжимные ролики 11, сушку 12, где лента обдувается теплым возду-
хом, и ножницы 13, с помощью которых производится вырезка места
сварки или сшивки; затем полоса наматывается в рулон на моталке 14.
Рулон может состоять из нескольких полос, сваренных на сварочной
машине.

Прошедший травление рулон подается на приемный транспортер
непрерывного стана холодной прокатки, с которого поступает на
разматыватель стана. В режиме толчка рулон, закрепленный на
разматывателе, проворачивается в сторону стана, и полоса на запра-
вочной скорости, равной 1—1,5 м/сек, подается последовательно
в первую, вторую и последующие клети. По выходе из последней
клети передний конец полосы заправляется на барабане моталки.
Когда моталка с заправленным передним концом сделает несколько
оборотов, подается воздействие на повышение скорости вращения
валков клетей и моталки с заправочной до рабочей. Разгон стана
до рабочей скорости начинается после того, как установлена с по-
мощью нажимных винтов потребная величина обжатия. Перед окон-
чанием прокатки стан замедляется до заправочной скорости, при
которой пропускается через клети задний конец полосы. После
этого смотанный на моталке лист связывается проволокой, снима-
ется с моталки и отправляется для последующей обработки.

Рулон, предназначенный для прокатки в реверсивном стане,
устанавливается в разматывателе стана (рис. 10-1, б). Передний
конец рулона пропускается на заправочной скорости через клеть и
закрепляется на барабане выходной моталки. После этого устанав-
324
ливается заданное положение верхнего валка, соответствующее
небольшому обжатию, и стан разгоняется до полной рабочей ско-
рости. В конце такой перемотки с небольшим обжатием стан оста-
навливается, и конец полосы, освободившийся из разматывателя,
закрепляется на входной моталке. Затем создается натяжение покоя,
которое в дальнейшем стремятся поддерживать неизменным как
при разгоне и замедлении, так и при установившейся скорости
прокатки.

Перед концом прокатки во втором пропуске стаи замедляется до
полной остановки, затем изменяется положение верхнего рабочего
валка для получения заданного обжатия в третьем пропуске, кон-
тролируется натяжение и величина обжатия, после чего производится
пуск стана в противоположном направлении и т. д. По окончании
прокатки, чтобы пропустить через валки непрокатанный конец по-
лосы, верхний валок предварительно поднимается вверх, после чего
задний конец полосы освобождается и полоса проходит через валки
без прокатки.

Заправка полосы, настройка станов производится при понижен-
ной скорости в режиме толчка. Рабочая скорость прокатки на не-
прерывных станах достигает 30—40 м/сек, а на реверсивных —
15 м/сек. В процессе пуска и торможения стана скорость прокатки
меняется от заправочной до полной в непрерывных станах и от нуля
до полной — в реверсивных станах. При изменении скорости про-
катки толщина металла не остается постоянной, если даже раствор
рабочих валков остается неизменным (явление «эффекта скорости»),
В некоторых случаях увеличение толщины полосы при переходе от
заправочной скорости до полной может достигать 20—40%. В связи
с этим необходимо, чтобы длина части полосы, прокатываемой в
процессе пуска и торможения и выходящей из допусков по толщине,
была минимальной, т. е. чтобЫ'время процессов было наименьшим.

Холодная прокатка металла должна выполняться с натяжением
полосы между клетями и между клетью и моталкой, лишь при этом
условии возможно получение листа высокого качества. Отсутствие
натяжения считается аварийным режимом, так как оно может при-
вести в лучшем случае к некачественной поверхности, а в худшем —
к петлеобразованию, попаданию петли в валки и поломке валков.
Абсолютная величина удельного натяжения теоретически может
достигать предела текучести. Однако обычно применяют удельные
натяжения, не превышающие 50—60% предела текучести. Так, для
мягких сталей удельное натяжение при холодной прокатке берут
равным 30—32 кГ/ммй.

После холодной прокатки, чтобы лист был пригоден к после-
дующей деформации (прокатка, штамповка), он подвергается термо-
обработке — отжигу, которая выполняется в специальных камер-
ных печах при температуре 600—700° С. Отожженный лист посту-
пает на дрессировочный стан, на котором производится холодная
прокатка с малым обжатием, порядка 0,5—3%. Дрессировка необ-
ходима для того, чтобы получить стальной л ист, относительно мягкий
внутри и твердый на поверхности, пригодный для глубокой штам-
повки, и, кроме того, произвести окончательную отделку поверх-
ности холоднокатаного отожженного листа.

Для дрессировки служат специальные дрессировочные станы,
нереверсивные, мало отличающиеся в конструктивном отношении

1 — разматыватель; 2, 4 — натяжные ролики; 3 — клети;

5 — моталка

от обычных станов холодной прокатки. Дрессировочные станы бы-
вают одноклетьевыми и двухклетьевыми (для дрессировки жести).
По обеим сторонам на небольшом расстоянии от рабочих валков
в дрессировочных станах предусматривают натяжные ролики, с
помощью которых удобно поддерживать на постоянном уровне на-
тяжение полосы (рис. 10-3). После дрессировки лист режется на
мерные длины, складывается в пакеты и отправляется на склад
готовой продукции. Скорость прокатки на современных дрессиро-
вочных станах достигает 20—30 м/сек.

§ 10-2. Общие требования к электроприводу.

Выбор типа электропривода

Общими требованиями к электроприводам непрерывных и ре-
версивных станов являются:

1)	поддержание постоянства натяжения металла как между кле-
тями, так и между клетью и моталкой в установившемся и переход-
ных режимах;

2)	широкий диапазон регулирования скорости, равный при-
мерно 10 : 1 и выше;

3)	возможность совместного и раздельного управления двигате-
лями стана;

4)	плавный процесс пуска и торможения при минимальном вре-
мени;

5)	возможность толчковой работы.

Тип электропривода клетей выбирается на основе требований
технологического процесса с учетом возможностей современного
электромашиностроения и способов управления электроприводами.
Выбор типа электропривода носит технико-экономический харак-
326
тер, поэтому следует учитывать как условия работы стана и требо-
вания к электроприводу, так и затраты на электрооборудование.
В данном случае важное значение придают максимальной унифи-
кации применяемого электрооборудования, что упрощает эксплуа-
тацию и уменьшают затраты на создание необходимого резерва.
При определении типа электропривода решаются вопросы выбора:
типа двигателей клетей и моталок; системы питания двигателей;
кинематики привода; системы управления.

Для привода валков рабочих клетей и моталок непрерывных
станов используются нереверсивные двигатели постоянного тока
независимого возбуждения, регулируемые полем в пределах 2:1,
3:1. Для привода валков рабочей клети и моталок реверсивных
станов применяются реверсивные двигатели постоянного тока, ре-
гулируемые полем в пределах 3:1 — 4:1.

§ 10-3. Системы питания двигателей стаж
холодной прокатки

В непрерывных станах холодной прокатки применяются сле-
дующие системы питания двигателей: с общими шинами; с общими
шинами и с бустергенераторами; с индивидуальным питанием
двигателей.

В реверсивных станах нахо-
дит применение, главным обра-
зом, индивидуальное питание
двигателей клети и моталок.

На рис. 10-4 изображена си-
стема питания двигателей кле-
тей и моталки трехклетьевого
стана от общих шин. В такой
системе все двигатели получают
питание от общего источника
напряжения — от нескольких
параллельно работающих гене-

телей клетей и моталки трехклетье-
вого непрерывного стана от общих
шин

раторов. В этом случае управление одновременно всеми двигате-

лями осуществляется воздействием на обмотки возбуждения гене-
раторов. В данном случае затруднительно получить прокатку с
неизменным натяжением полосы как в переходных режимах, так
и в установившихся, так как отсутствует возможность раздельного
управления каждым двигателем изменением напряжения на его
якоре. Это имеет существенное значение для скоростных станов,
у которых потеря натяжения полосы может вызвать аварию. По
указанным причинам система питания с общими шинами может
применяться только для небольших, низкоскоростных станов ма-
лой производительности.

На рис. 10-5 представлена система питания двигателей клетей
четырехклетьевого стана от общих шин с применением бустер-
генераторов — электрических машин, выполненных на небольшое
напряжение и на большие значения токов, соответствующие токам
двигателей клетей. Системы с бустер-генераторами применяются

Рис. 10-5. Система питания двигателей клетей и мо-
талки четырехклетьевого непрерывного стана с бус-
тер-генераторами

главным образом на высокоскоростных дрессировочных станах и
маломощных станах холодной прокатки, где нет особой необходи-
мости в использовании более совершенной, но и более дорогой си-
стемы питания от индивидуальных источников напряжения.

На рис. 10-6 представлена система питания двигателей - пяти-
клетьевого непрерывного стана от индивидуальных источников на-
пряжения. Основным преимуществом системы с индивидуальным
питанием следует считать возможность регулирования скорости

вого непрерывного стана от индивидуальных генераторов

вращения двигателя изменением напряжения на его якоре. Это
приводит к расширению диапазона регулирования, к возможности
создания быстродействующих регуляторов скорости, обеспечиваю-
щих высокую точность поддержания соотношения скоростей сосед-
них клетей, т. е. более точное поддержание межклетьевого напряже-
ния. Система питания с индивидуальными генераторами признана
в настоящее время наилучшей, учитывая еще и то обстоятельство,
что при большой величине установленной мощности генераторов
Основные параметры непрерывных станов УЗТМ и их электродвигателей

Тип стана	Номер клети	Диаметры рабочих и опорных валков (диаметр барабана моталки), мм	Данные двигателей				Тип привода	Передаточное отношение двигатель—валок	Максимальная сиоплсть	прокатай, м!сек	Место установки
			общая номинальная мощность, кет	основная макси- мальная скорость двигате- лей, об/мин	номиналь- ный ток, а	поминальное на- пряжение, в					
Пятиклетьевой  1200	1  2	500/1300  500/1300	2000  3000	125/300  250/420	2900  4600	750  750	Групповой одно- якорный Групповой одно- якорный	1  1			
Пятиклетьевой  1200	3  4  5  М  1  2	500/1300  500/1300  500/1300  500 500/1300  500/1300	1600+ 1600  1600+ 1600  2000 4- 2000  2-550 2200  2-1850	400/650  400/650  480/780  375/1200  125’300  200/440	2•2285  2 • 2285  22825  1600  3160  2 • 2640	750  750  750  375  750  750	Индивидуальный одноякорный  Индивидуальный одноякорный  Индивидуальный одноякорный  Двухъякорный Групповой одно- якорный Групповой двухъ- якорный	1,15  1,38  1,38  0,794 1  1	18,4		ммк
	3  4	500/1300  500/1300	1850 4- 1850  2 • 1050 4- 2 • 1050	200/440  330/660	2 • 2640  4 • 1480	750  750	Индивидуальный одноякорный Индивидуальный двухъякорный	1,596  1,596	до	35	ЧССР
Продолжение табл. 10-1

Тип стана	Номер клети	Диаметры рабочих и опорных валков (диаметр барабана моталки), мм	Данные двигателей				Тип привода	Передаточное отношение двигатель — валок	Максимальная скорость прокатки, м/сек	Место установки
			общая номинальная мощность, кет	основная, макси- мальная скорость двигате- лей, об/мин	номиналь- ный ток, а	номинальное на- пряжение, в				
Пятиклетьевой	5	500/1300	2-1250 + 2- 1250	450/880	2.2- 1760	750	Индивидуальный	1,596		
1200		500					двухъякорный			
Четырех-	М		2  350 4- 2 • 350	350/1330	1080	350	Два двухъякорных	1		
	1	500/1300	2400 Ч- 2400	120/240	2 • 3400	750	Индивидуальный	1,594		
клетьевой 1700	2	500/1300	2 • 2400 4- 2 • 2400	200/400	2 • 2 • 3400	750	одноякорный Индивидуальный	1,594		
							двухъякорный			
	3	500/1300	2 • 2400 4- 2  2400	260/500	2  2 • 3400	750	Индивидуальный	1,608	25	Черепо-
							двухъякорный			ведкий
	4	500/130	2 • 2400 + 2 • 2400	330/600	2•2 • 3400	750	Индивидуальный	1,608		метал-
		600	3  1000	210/800 150/300		3-250	двухъякорный			лургиче-
	М				4350		Трехъякорный	1		ский
Трехклетьевой	1	520/1350	3000			750	Групповой одно-	1		завод
2500		520/1350					якорный			
	2		3000	175/350		750	Групповой одно-	1	10,6	
		520/1350					якорный			
	3		3000	200/400		750	Групповой двухъ-	1		
		700					якорный			
	м		600	150/500			Одноякорный	1		
применение индивидуальных генераторов не вызывает увеличения
их количества по сравнению с системой питания от общих шин.
В связи с этим системы индивидуального питания двигателей нахо-
дят преимущественное применение в современных непрерывных
станах холодной прокатки.

В подавляющем большинстве случаев питание двигателей клетей
непрерывных станов холодной прокатки производится от электро-
машинных генераторов. В последнее время для питания двигателей
клетей и моталок стали находить применение управляемые ртутные
выпрямители. Благодаря высокому быстродействию ртутного вы-
прямителя при современной системе сеточного управления можно
получить совершенную систему, отвечающую весьма высоким тре-
бованиям по быстродействию и качеству регулирования натяже-
ния полосы в станах холодной прокатки. Поставлен вопрос о проек-
тировании электроприводов станов холодной прокатки с примене-
нием тиристоров.

Для непрерывных станов холодной прокатки, работающих с не-
большой скоростью, обычно выбираются двигатели одного и того же
типа с понижающим редуктором. В непрерывных скоростных станах
холодной прокатки для первой клети обычно применяется группо-
вой безредукторный привод. В последующих клетях скорость повы-
шается, следовательно, увеличивается и потребная мощность, и,
как правило, однодвигательный групповой привод оказывается
невыполним, так как мощность двигателя получается выше предель-
ной. По этой причине последующие клети высокопроизводительных
станов имеют индивидуальные приводы, при которых для каждого
рабочего валка предусматривается отдельный двигатель (см.
рис. 10-6). В последних клетях пятиклетьевого стана обычно на-
ряду с дроблением мощности следует применять повышающий
редуктор (см. табл. 10-1). Часто для привода клетей используют
двигатели в двухъякорном и даже трехъякорном исполнении, имею-
щие сравнительно с одноякорными малые маховые моменты, что
должно обеспечить уменьшение времени ускорения и замедления
(табл. 10-1), клети 4, 5 и моталка.

§ 10-4. Принцип построения системы управления
электроприводом клетей непрерывных станов холодной
прокатки

Система управления электроприводом клетей непрерывных ста-
нов холодной прокатки должна быть построена так, чтобы наиболее
полно удовлетворялось основное требование — поддержание по-
стоянства натяжения полосы между клетями как в установившихся,
так и в переходных режимах. Чем лучше выполняется это требо-
вание, тем более совершенна система управления.

Для получения неизменным заданного натяжения полосы между
клетями в процессе прокатки стремятся сохранить неизменным
соотношение скоростей клетей, устанавливаемых в режиме за-
правки, т. е.

(О 2	СО2    СОд ~(10-1)

ИЗП1 ИЗП2 ИЗпЗ	К>311 п

где «], а>2, ®3 — рабочие скорости клетей;

о> л1, <озп2, юзп3 — заправочные скорости клетей.

Считают, что если условие (10-1) системой будет выполнено, то
натяжение при рабочей скорости останется таким же, каким оно
было установлено при заправочной скорости.

Однако для сохранения неизменным напряжения в переходных
режимах условие (10-1) уже не является достаточным. Необходимо,
кроме того, чтобы соответственно равны были между собой, для по-
лучения тождественного протекания переходных процессов, по-
стоянные времени, т. е. чтобы

ТМ1 = ТН2 = ТМЗ = ... = ТМЯ	(10-2а)

7'г1 = Тг2 = 7г3 = ...= Тгл,	(10-26)

где Тм1, Т,,2, 7\,3 — электромеханические постоянные времени дви-
гателей;

Тг1, Тг3, Тг3 — постоянные времени генераторов.

В связи с явлением «эффекта скоростей» следует уменьшать ту
часть длины полосы, которая прокатывается с изменяющейся ско-
ростью, ’ т. е. уменьшать время
пуска и торможения стана. В
этом случае для наилучшего
использования двигателя по то-
ку и, следовательно, получения
наименьшего времени переход-

74 •	ного процесса при заданном

динамическом токе следует си-
Рис. 10-7. Схема плоского контрол- стему строить так, чтобы ско-
леРа	рость вращения двигателя в

переходном процессе изменя-
лась по прямолинейному закону. С этой целью, а также с целью
получения плавного изменения тока двигателя и натяжения полосы
в электроприводах станов холодной прокатки применяют плоские
контроллеры, с помощью которых на вход системы управления
подается задающий сигнал, изменяющийся по прямолинейному
закону.

Плоский контроллер состоит из сопротивления, разбитого на
элементы, концы которых выведены к контактам, расположенным
в одной плоскости. Траверса 1 плоского контроллера перемещается
по ходовому винту 2, приводящемуся во вращение через червячную
передачу серводвигателем СД (рис. 10-7). При постоянной скорости
вращения серводвигателя напряжение, получаемое от плоского
контроллера:

^вых ~ ^нач 4“

где	/7нач — начальное значение напряжения, соответ-

ствующее исходному положению траверсы;

а = -Ьш — темп изменения напряжения, зависящий от
скорости перемещения траверсы;

1!к — конечное значение напряжения;

/о — время изменения напряжения от С/нач до 67к.

Плоские контроллеры могут иметь несколько сопротивлений
(секций), управляемых одной и той же траверсой.

Системы с общими шинами

Рис. 10-8. Система питания
от общих шин с плоским
контроллером

В системах с общими шинами задающий узел с плоским контрол-
лером расположен в цепи обмоток возбуждения генераторов Г1,
Г2 (рис. 10-8). При перемещении травер-
сы справа налево напряжение, подавае-
мое на обмотки возбуждения генерато-
ров, растет по прямолинейному закону.
Из-за инерционности цепи возбуждения
характер изменения напряжения гене-
раторов общий для всех двигателей, от-
личен от прямолинейного.

Исследуем условия работы системы
с общими шинами пока без учета дей-
ствия инерционности цепи возбуждения
генераторов трехклетьевого стана. Бу-
дем при этом считать, что рабочие ско-
рости вращения а^; о>2, а>3, скорости про-
катки п2, V3, моменты на шпинделях
клетей Мъ М%, М3, время ускорения
стана 4, заправочная скорость полосы
при выходе из последней клети цзпз из-
вестны из заданных условий прокатки.

Если пренебречь инерционностью ге-
нераторов, то с перемещением траверсы
плоского контроллера, напряжение ге-

нераторов при ускорении будет изменяться по закону 1Л-501:

=	+	(Ю-З)

где 67зп — заправочное напряжение.

В этом случае начальному положению траверсы соответствуют
уравнения

^зп -- ^-'С1®ЗП1 4"

^зп —Се2®зп2 4" ^2^2 •	(10-4)

О^зп — ^еЗизпЗ 4"
а конечному положению

Ц> — СС1®1 + IЛ
^7р = Се2со2 /2/?3
Ср = Се30>3 + 73/?3

(10-5)

где Ц, — напряжение генераторов после остановки траверсы.

В приведенных уравнениях принято, что ток двигателя каждой
клети остается неизменным с перемещением траверсы.

Из уравнений (10-4), (10-5) следует, что

(10-6)

(Ю-7)

ре! . ^зп!. | в*зп!_____ 1

Се2 ^ЗП2 \ Ю2  | /

^ЗП2

/ _1 \
Сс2 . в>зп2 ! С0зп2____ '|

Сез юзпЗ 1	(1)3  । /

' шзпЗ

Если учесть условие (10-1), то уравнения (10-6) и (10-7) можно за-

писать в виде	РСЧХ = 1;	(Ю-8)  °С2  1^2 = 1,	(Ю-9)  *^ез
где	=	^2 = ^,  ^3112	ШЗПЗ

отсюда следует, что

^С1®зп1	^е2®зп2	^-'С3®зп3‘	(10-10)

Сопоставляя между собой уравнения (10-4) и (10-10), приходим
к выводу, что для сохранения неизменным соотношения скоростей
падения напряжения в цепях двигателей клетей при питании их
от общих шин должны быть одинаковыми:

7р/?1 — 72/?2 — 73/?з

(10-11)

Выполнение этого условия связано с большими трудностями, так
как при прокатке различного сорта металла меняются обжатия,
а следовательно, и токи двигателей, поэтому меняются и соотноше-
ния скоростей.
+	- 0

Рис. 10-9. Системы управления дви-
гателем клети с компенсирующим ге-
нератором

Необходимые соотношения скоростей и заданную величину на-
тяжения при заправке можно получить соответствующим измене-
нием потоков двигателей. Однако при этом изменяются коэффи-
циенты Се и возможно нару-
шение условий (10-10) и (10-11),
что приведет к изменению натя-
жения полосы за время переме-
щения траверсы. В связи с этим
возникает необходимость в неза-
висимом воздействии на величи-
ны падений напряжений в це-
пях двигателей, с тем чтобы не-
зависимо от заданного соотно-
шения скоростей, установленного
программой обжатий, можно бы-
ло получить равенство падений
напряжения.

Изменить падения напряже-
ния в цепи двигателя можно с
помощью компенсирующего ге-
нератора, включенного в цепь
якоря двигателя (рис. 10-9).

Обмотка возбуждения компенсирующего генератора КГ через
усилитель УК получает сигнал, пропорциональный току якоря
двигателя. При этом напряжение компенсирующего генератора
складывается с напряжением общих шин, т. е. получается положи-
тельная обратная связь по току двигателя.

Для схемы (рис. 10-9) действительны уравнения

С+1/„ = С.» + «,;	(10-12)

< = +

Пкг = адт.	(Ю-14)

где Кт = 4'----коэффициент усиления цепи обратной связи по

току.

После соответствующих преобразований (10-12), (10-13) и (10-14)
напряжение

^ = Ссш + 7сДя(1-^) + ^-=^-.^.	(10-15)

Из уравнения (10-15) следует, что действие положительной обрат-
ной связи по току эквивалентно уменьшению сопротивления цепи
якоря двигателя. Таким образом, введение положительной обратной
связи по току эквивалентно уменьшению падения напряжения в цепи
якоря двигателя, а также уменьшению электромеханической по-
стояннои времени Ты = —2, у,——.
Следовательно, с помощью соответствующего выбора коэффи-
циентов усиления обратных связей по току можно добиться полу-
чения равенства

/1^1(1 -Кн) = /2₽2(1 -Кт2) = /з«з (1 -Ктз). (10-16)
обеспечивающего сохранение неизменным соотношения скоростей
согласно условию (10-1). Однако при этом изменяются эквивалент-
ные электромеханические постоянные времени, т. е. условие (10-2а)
необходимое для сохранения постоянства натяжения в переходных
процессах, может быть не выполнено.

Рекомендуется следующий порядок определения основных зави-
симостей системы с общими шинами.

1.	Определяют коэффициенты См согласно уравнениям *

С «1----------2од	’	(10-1/)

См2-	2~	-	(10-18)

2.	Находят токи двигателей

, _ Мг _ т	М2 . г Л43

У1	Л1 ? 7 2 — С > 73 

°М1	с'м2	°МЗ

3.	Определяют заправочную скорость валков первой клетки:

«зп1 = й1^;	(Ю-19)

*'э

заправочное напряжение:

^зп = Сс1йзп1 + /1/?1,	(10-20)

заправочную скорость валков второй клетки:

о3п2=-^^-;	(10-21)

ие2

заправочную скорость валков третьей клетки:

«зпз = —V2--.	(Ю-22)

<-'еЗ

После этого находят соотношения скоростей	-^2-)

'^ЗП1 ^ЗП2 ^ЗПЭ /
или же падения напряжений (Л^; /2/?2; /з^з)- Если указан-
ные соотношения скоростей (или падения напряжений) равны
между собой, то натяжение, установленное при заправочной ско-
рости, сохранится неизменным и при рабочей скорости. При не-
равенстве падений напряжений следует применить компенсацию,
с помощью которой выполняется равенство (10-16).

* V =	+ Се1Их, так как Се1 = См1, то — УСМ1 + М1Р1 = 0,

См1
откуда и получается уравнение (10-17).
Пример 10-1. Двигатели клетей трехклетьевого стана питаются от общих
шин генераторов, напряжение которых при ускорении стана изменяется по
прямолинейному закону.

Данные по двигателям сведены в табл. 10-2. Данные из программы прокатки
помещены в табл. 10-3.

Таблица 10-2

Данные по двигателям клетей *

7	Двигатели	Коли- чество	Номиналь- ное напря- жение, в	Скорость вращения, об/мин	Номиналь- ный ток, а	Общий момент инерции, кГ • м?	Сопроти- вление цепи якоря, ом
Первая	клеть 		1	600	80/190	4700	22 300	0,00383
Вторая	клеть 		2	600	120/275	3340	21 100	0,00335
Третья	клеть .....	2	600	140/350	3340	21 100	0,00275

* Привод на всех клетях без редукторов.

Таблица 10-3

Данные по программе обжатий

Клети	1		2		3		
Толщина листа, мм	  Скорость полосы, м/сек. ... .  Скорость валка, рад/сек ....  Момент на шпинделях н • м . .	1,5	18,85  79500	1,1  5,3	26,2  94 600	0,8  7,25	36,65  70 000	0,6  9,7

Время ускорения стана /с = 10 сек. Заправочная скорость полосы после
третьей клети озп3 = 1 м/сек.

Определить основные зависимости при прокатке на данном стане.

Решение.

1.	Коэффициенты

/ ^ — 4(0^^

С.,1 -	X -----------

600 4- У360 000 — 4  18,85 • 79 500 • 0,00383
2-18,85

Д+ —4<о2/142/?2

--	н------------ --

600 + /360 000 — 4 - 26,2 • 94 600 - 0,00335 о, ь
~	2-26,2	— 21,5.

Аналогично для двигателя третьей клети С„в = 16,0.

2.	Ток двигателей

,	79500	, М2 94 600	..„

,‘ = смГ"зм- = 2530 а: /2 = сГ2 = ’2Тд- = 4400 в;

8 смз

70 000

16

= 43 707 а.
3.	Падения напряжений

= 2530 • 0,00383 = 9,7 в;

/2Т?2 = 4400  0,00335 = 14,7 в;

/37?3 = 4370 • 0,00275 = 12,0 в.

4.	Заправочная скорость первой клети

“зп1 = “1	= 18,85 ~ = 1,94 рад!сек.

5.	Заправочное напряжение

77зп = Се1созп1 + 7^ = 31,4 • 1,94 + 9,76 = 70,8 в.

6.	Заправочная скорость второй клети

Азп— /2/?2 70,8—14,7	„„	,.

ыЗП2 = С = ~ 21,5~ ' = 2,6 Рад!сек-

7.	Заправочная скорость третьей клети

шзпз

_^зп-/3/?з	70,8-12

Ссз	16

3,65 рад)сек.

8.	Соотношения скоростей

18,85	со2 _ 26,2	и3 36,65

Изп1 1,94	’ ’ <озп2 2,6	<озп3 3,65

Соотношения скоростей не равны друг другу, не равны и падения напря
жений, поэтому натяжения при рабочей скорости будут несколько отличаться
от натяжений, установленных на заправочной скорости.

9.	Электромеханические постоянные времени

7,/^!	22 300-0,00383	„„„„

= с^;л = - з1та?-=°’086 сек-

Т"м2 -

7-2 Т?2

21 100-0,00335

21,5-21,5

0,153 сек.

Аналогично Тм3 — 0,226 сек.

Неравенство электромеханических постоянных времени приведет к неко-
торому изменению натяжения в переходном процессе.

Вводим компенсацию падения напряжения с целью выполнения условия
(10—16). При этом для двигателя, имеющего минимальное падение напряжения,
берем = 0.

Таким образом,

717?1 — 12Т?2 (1 — 7Ст2) — 73/?3 (1 — 7Ст3),

откуда

д' _____ 1 __ ^1^*1 ___ ) __ 9,7 ____о 34.

Кт2 ~	727?2 ~ '	14,7 ~ °’34,
Таким образом, применением компенсации получено равенство эквивалент-
ных падений напряжений, т. е. одинаковое соотношение скоростей [условие
(10-1). При этом уменьшается также расхождение между эквивалентными по-
стоянными времени:

ТМ1 = 0,086 сек-,

= 0,153-0,66 = 0,101 сек;

Лиз ~~ Лиз (।	Лтз) =

= 0,226-0,81 =0,183 сек,
что способствует снижению изменения
натяжения полосы во время переходного
процесса.

Системы с индивидуальными
генераторами

Все современные скоростные не-
прерывные станы имеют системы
управления с индивидуальными
генераторами, которые обладают
значительными преимуществами с
точки зрения гибкости и возмож-
ности получения оптимальных пе-
реходных процессов в сравнении с
системами управления с общими
шинами.

На рис. 10-10 представлена си-
стема управления с индивидуаль-
ными генераторами трехклетьевого
непрерывного стана. В такой си-
стеме обмотки возбуждения гене-
раторов получают питание от об-
щего задающего устройства — плос-

Рис. 10-10. Система управления
двигателями клетей с индивиду-
альными генераторами

кого потенциометра СПК. В свою очередь для изменения соотно-
шения заправочных скоростей и темпа нарастания напряжения
каждого генератора применены потенциометры П1, П2, ПЗ.

В этом случае для установившихся режимов можем написать
[Л-50], что.

Е± ~ ^ЗП1 4“	= Лс1й>2 4~

Л2 = ЕЗП2 + ^2^0 = Ле2Й2 “И ^2^2

= Езп3 4- а3/0 — Се3со3 4- 13Кз

Дли = Се1й)зп1 -|- 11/?!

Езп2 Ле2^дп2 4~ -^2^2

ЛЗП3 = Лезй)зп3 /3/?3

(10-23)

(10-24)
Здесь

₽1

Кг

Е^', ^2» Ед

К3„1 ЬКг, Езв2 = ька  аг = аКг, а2 =		^^2» ^*зпЗ  аК2,	—	
			а —
			Ь —
	 Р.^П . гл _ /?н ’	М'гз <'?Г2	; К3 =	Рз^гз А-.з
	1УГ1; Жг2;		^’г3; -
₽Г1 • 6 — -	^Г2	• — •	егЗ
о№г1 ’ Р'2 "	«1Гг2	» Рз	аМ7г3

— э. д. с. генерато-
ров при рабочей
скорости;

то же при запра-
вочной скорости;
темпы ускорения
роста э. д. с. ге-
нераторов;

темп ускорения
роста напряже-
ния, подаваемого
на обмотки воз-
буждения генера-
торов;

начальное напря-
жение на выходе
плоского конт-
роллера;

коэффициенты
усиления генера-
торов;

числа витков об-
моток возбужде-
ния генераторов;
отношение из ха-
рактеристик гене-
раторов;

Яг] г-= гг + гп\ (1 — У1); Кг = >'г + гп2 (1 — у2); — сопротивления

К1з = 'з + ''пз(1— Уз)

V — Гп1 • V — Гп2 • V —	«_

II Г> ,	12 р >	13 р

«П1	^02	^пЗ

цепей обмоток
возбуждения:

отношение сопро-
тивления плеча
потенциометра к
полному сопро-

тивлению
циометра.

потен-

Из уравнений (10-23) и (10-24) следует, что

^е1 (®1	^зп1)	^с2 (®2 ^зпг) ^2^0»

^ез (®з ®эпз) = О34-

После деления первого уравнения на второе получим

(10-25)

Се1	изп1	Ш1  ®ЗП1	-1
б'ег	^ЗП2	Ц>2	-1
		мзп2	

с2-

(10-26)
а после деления второго на третье

__ 1 "

0е2 в*зп2 в>зп2____	,_^2

Сез юЗпЗ м3  ।	«3

- ызпЗ

(10-27)

Если исходить из условия

т. е. принять во внимание ра-
венство (10-1), то

^е1	_ А1 .

^е2 1 а2 Аг ’

...   ^2  Аг
Ссз 2	а3	/<3 ’

(10-28)

(10-29)

где

ф. =

“зпг

Фг

_ ^ЗП2

юзпЗ

Из (10-28) и (10-29) видно,
что получить заданные соот-
ношения заправочных скорос-
тей фх и ф2 можно как воздей-
ствием на потоки двигателей
(изменением коэффициентов
Се1, Сс2, Се8), так и воздейст-
вием на потоки генераторов
(изменением коэффициентов

Т'(2, К8).

Обычно для основной про-
граммы прокатки на стане
требуемое соотношение ско-
ростей при заправке (фх; ф2)
получают за счет изменения
потоков двигателей. При этом,
принимая темпы роста э. д. с.
генераторов одинаковыми
«1 = о2 == а3, имеем

К1 = к, = к3,
тогда

Р — Р — Р •

*-'2 — *-'3’

Е'зп! ^зп2 ^зпЗ>

сохранения соотношения скоростей,

Рис. 10-11. Система управления двигате-
лями клетей с применением отрицатель-
ной обратной связи по напряжению

т. е. в данном случае процесс

прокатки в системе с инди-

видуальными генераторами схож стоковым в системе с общими ши-
нами, так как при этом будут соблюдаться условия (10-10) и (10-11).

Если программа прокатки меняется, то меняются падения на-
пряжений в силовых цепях и соотношения скоростей. Для получе-
ния требуемых условий прокатки при другой программе необходимо
новое соотношение заправочных скоростей, которое должно сохраг
няться и после разгона стана. Этого можно добиться соответствую-
щим изменением коэффициентов Сс1, Се2, Се3 и, Кп К2, К3. Однако
изменение коэффициентов Кц К2, К3 влечет за собой не только
изменение заправочных скоростей, но и изменение темпов роста
э. д. с. генераторов. При различных же темпах роста э. д. с. гене-
раторов натяжение за время переходного процесса может суще-
ственно меняться. Отсюда возникает требование, чтобы при пере-
ходе на другую программу прокатки система позволяла изменять
соотношения заправочных скоростей без изменения темпа роста
э. д. с. генераторов.

Указанное требование выполняется системой, представленной
на рис. 10-11.

Такая система отличается от предыдущей тем, что в цепи обмо-
ток возбуждения генераторов включены усилители КУ1, КУ 2
и. КУЗ.

Для системы (рис. 10-11) действительны следующие уравнения.

— (Ь + °^о) Кг + ДКУ1 — Се1 йх -|- 1ГК1
Е2 = (Ь -Т а/0) К2 + Еку2 = Се2а>„ -Т /2/?2
Д3 = (й Д- с/р) К3 + Еку3 = Сезй)3 ~Т /3/?3

Езп1 — ЬКг + Еку1 = Се1<в3111 -|- ДЯ1

^-Зп2 ЬК2 "4“ ЕКу2 ^*е2^зп2 I ^2^2 ’
^зпз — ЬК3 + Еку3 — Сезсозп3 -р /3/?3

(10-30)

(10-31)

где Еку1; Еку2; Еку3 — э. д. с. усилителей КУ1, КУ2, КУЗ.

Как видно из (10-30) и (10-31), и в данном случае остаются спра-
ведливыми уравнения (10-28) и (10-29).

В рассматриваемой схеме требуемое изменение заправочных
э. д. с. генераторов производится с помощью усилителей КУ1,
КУ2, КУЗ. При этом темпы роста э. д. с., равные аК1, аК3, аК3,
сохраняются неизменными. Необходимый темп роста э. д. с. гене-
раторов получается с помощью потенциометров П1, П2, ПЗ выбо-
ром коэффициентов Кг, К2, К3, а сохранение неизменными запра-
вочных э. д. с. генераторов производится соответствующим изме-
нением э. д. с. усилителей Дку1; Еку2; Екуз.

Когда каждый двигатель питается от отдельного генератора,
имеющего свою постоянную времени, то переходные процессы при
пуске и торможении двигателей зависят и от постоянных времени
генераторов, которые обычно относительно велики и могут быть не
равны друг другу. Поэтому для улучшения характера переходных
процессов необходимо их снизить и уравнять, что осуществляется
с помощью жесткой отрицательной обратной связи по напря-
жению генераторов.
Рис. 10-12. Система управления
двигателями клетей с применением
форсирующих усилителей в цепях
возбуждения генераторов

На рис.

10-12 представлена система управления двигателями

клетей с применением отрицательной обратной связи по напряже-
нию генераторов. В такой системе на обмотку возбуждения генера-
тора подается напряжение от общего возбудителя ВГ и от отдель-

ного для каждой обмотки форсирующего
усилителя (ФУ1, ФУ2, ФУЗ). Управляющая
обмотка форсирующего усилителя получает
питание от разности напряжений: напряже-
ния генератора и напряжения сравнения,
изменяющегося по прямолинейному закону.

Для большей наглядности на рис. 10-13
представлена схема управления одним дви-
гателем клети. Здесь возбудитель ВГ, как
и на рис. 10-12, является общим для всех
генераторов.

Благодаря наличию инерционности в цепи
возбуждения генератора, а также возбуди-
теля, скорость вращения двигателя в про-
цессе разгона не изменяется по прямолиней-
ному закону, задаваемому на входе системы.
Имеется отклонение, которое тем значитель-
нее, чем больше по величине постоянные
времени Тг и Тв.

Рис. 10-13. Система
управления одного
двигателя клети с фор-
сирующим усилителем
Если пренебречь падением напряжения в якоре генератора, т. е.
принять, что 77 г — ег и пренебречь инерционностью усилителя ФУ,
то для схемы (рис. 10-13) приближенно можно записать:

[(6 + а!) Кв + (д' + «7 - е,) Кф] К, = (1+ Тър) (1 + Тгр) X

Х(1+Тмр)Сесо. (10-32)

Здесь	Ь' — напряжение сравнения при исходном положе-

нии траверсы;

О' — темп изменения напряжения сравнения;

Кк, Кф, Кг — коэффициенты усиления возбудителя, форси-
рующего усилителя и генератора.

Производя соответствующие преобразования в (10-32), получим

4~ Ъ Лф V । 0^<в 4“ в Лф 4	7 0

1 + Кф/<г г ‘ Т + КфКг Л1 сКо “

= (I + ТвР) (1 4- Т'р) (1 4- ТкР)С^, (10-33)

где	/с — ток статической нагрузки данного двига-

теля;

Т

Тг = 1 . ъ — эквивалентная постоянная времени генера-

* “Г АфАр

тора с учетом действия обратной связи по
напряжению.

Из уравнения (10-33) видно, что заправочное значение э. д. с.
двигателя (при I = 0)

= -т^^Ф-Кг-/сК0.	(10-34)

Поэтому в данном случае

Сси (р) - р (1 + т*р} (1 + Г,г} (1 + т*р) .	(10-35)

Множитель у в (10-35) является символом интегрирования в
пределах от 0 до I, следовательно, решение уравнения (10-35)
будет иметь вид:

I •	,.2	___

Сеи = Сссозп 4-  Г+Хф § ।1 ~(тв - т’) (тв - тк)е 7в~

~	Гг~(7м-7';)(7м-7в)е ГМ1Л’ (1°’36)

откуда

Г _ Г ,,	। д7^в + с'7<ф V Г, ।________।

сеизпн- 1 -Аг 4-	ТЭ(Та — ТкГ	» -г

Т'я	Т*

+ (7';-7'в)(Т;-7м)еГг + (Гн-7';)(7'ы-7'в)е "]•	<10’37)
Продифференцировав уравнение (10-37), учитывая, что I

г г'

ствующего

дин 7?о

напишем уравнение для динамического тока, соответ-
прямолинейному изменению скорости двигателя:

с»-38)

Так как

Сс(<ор-<оа1|) =~гЙ^Ф	(Ю-39)

/дни =	.	(10-40)

При 7'в = 0 уравнение (10-37) будет иметь вид

о =СеМзп + -й^±^/<1.р+тД2ге^ +^^7-1,(10-38)

1 + АфАг I 7г 7М	м	-1

при Та = 0; Тг — 0

Сесо = Се«зп +	И+Тые^Г, (Ю-39)

и при Т„ = 0; Т;=0; Тк = 0

С-“ = СА"+^ГЙ^'-	(1040)

На рис. 10-14 представлены кривые построенные по уравнениям
(10-37) — (10-40).

I

Рис. 10-14. Кривые э.д.с. двигате-
ля клети в процессе разгона стана

при разных соотношениях постоян-

ных времени систем

1	- Тв ф 0; г; #0;

2	— Т„ ф. 0; Т. + 0;

3	— Тв ф 0; Т' = 0;

4	— Тв = 0;	7; = 0;

Т’м^О;

Тм = 0;

Тм = 0;

Ты = 0.

Рис. 10-15. Кривые скорости двигателя
клети в процессе разгона стана до и пос-
ле останова траверсы плоского контрол-
лера
Сравнение кривых (рис. 10-14) показывает, что чем больше ко-
личество инерционных звеньев и чем больше их значения, тем
больше кривая э. д. с. двигателя отличается от прямой.

В связи с этим целесообразно конструировать схему так, чтобы
она имела минимальное количество инерционных звеньев с малыми
постоянными времени.

На рис. 10-15 по уравнению (10-37) построена кривая скорости
двигателя, показывающая, что в начале процесса благодаря влия-
нию постоянных времени Т'г, Тв и Т„ скорость растет замедленно,
а затем, когда переходной процесс, связанный с этими постоянными
времени затухнет (при I 7> 477), скорость станет меняться по пря-
молинейному закону.

В момент времени остановки траверсы (при I = /0) скорость
двигателя еще не достигнет установившейся величины (ор (см.
рис. 10-15). При наличии трех постоянных времени Тв, Т'г, Ты
скорость после остановки траверсы будет изменяться по уравнению

___1_	___1_

со = (ор +	+ Л2е А3е т« ,	(10-41)

где Аг, А2, Л3 — постоянные интегрирования, определяемые по
начальным условиям.

Скорость вращения двигателя при остановке траверсы, как это
следует из рис. 10-15, равна

(0ОСТ = (0зп +	[/0- (Тв + Т’ + 7\)], (10-42)

а установившаяся рабочая скорость

<0р = ®зп +	Л/о,	(10-43)

V Г АфЛг/
откуда

лтгйг Кг =	•	(1 °’44>

ш	Чит ЛфЛг)	го

Если начать отсчет времени с момента остановки траверсы, то
при 1 = 0

(0ОСТ = (0р - -5^ (7В + П + Тм); § =	;

= 0

Л2

В этом случае

“р

+ П + Ти) = (ор + Д + А + А3

ир — <А<П _________Л ______________А

С	?Я 7 г 7 М

(10-45)

о _ А । А । А.

и 72 г у'а “1“ 72

1 в 1 г 1 м
После определения постоянных интегрирования из (10-45) по-
лучим

17-3	——

______Ь_______е ?в +

Т'г	--Тв	— т~1

+ (К-тя)(т'-тУ Тт +(тм-тжм-т/ "]• (10’46)

На рис. 10-15 по уравнению (10-46) построена кривая со — / (/),
характеризующая процесс изменения скорости после остановки
траверсы.

Таким образом, полное время переходного процесса составит
^Оп = ^01 4“ А)>

где /01 — время процесса после остановки траверсы, равное при-
мерно (3 -т- 4) Тт',

Т'т — наибольшая постоянная времени.

При наличии сильной отрицательной обратной связи по напря-
жению генератора возможен колебательный процесс в системе
после остановки траверсы. Для получения требуемого характера
переходного процесса применяются гибкие отрицательные обрат-
ные связи.

В системе (рис. 10-12) производится сравнение напряжения ге-
нератора с эталонным напряжением Ъп + ап1- Целесообразнее же
производить сравнение э. д. с. двигателя с эталонным напряжением.
В этом случае можно достигнуть наибольшего приближения харак-
тера изменения скорости двигателя к прямолинейному закону.
Система регулирования по э. д. с. двигателя получается при вклю-
чении компенсирующего усилителя в цепь обратной связи.

На рис. 10-16 представлена система автоматического регулиро-
вания двигателя клети непрерывного стана в более развернутом
виде. В такой системе к якорю эталонного возбудителя ВЭ, общего
для всех генераторов, подключены потенциометры сравнения ПС.
(В схеме каждого генератора имеется свой потенциометр сравне-
ния.) Обмотка ОВЭ эталонного возбудителя питается от усилителя
У, имеющего три обмотки: задающую УЗ, отрицательной обратной
связи по напряжению эталонного возбудителя УО и стабилизи-
рующую обмотку УС. Форсирующий усилитель ФУ имеет четыре
обмотки: управления ФУ, отрицательной обратной связи ФО,
гибкой обратной связи ФС и обмотку толчковой работы ФТ.

При толчковой работе обмотка ФТ усилителя ФУ подключается
через реверсивный мостик на напряжение. При этом возбудитель
ВГ отключается и питание обмотки возбуждения генератора про-
изводится только от усилителя ФУ через замкнувшийся контакт КТ.
При толчке в цепь сравнения включается сопротивление гт, ослаб-
ляющее действие обратной связи по напряжению генератора, и
закорачивается сопротивление гп для интенсивного гашения оста-
точного поля эталонного возбудителя ВЭ.

С помощью потенциометра ПС можно изменять темп нарастания
напряжения генератора, а с помощью обмотки /(2 компенсирую-
щего усилителя КУ менять заправочное напряжение генератора
без изменения темпа роста, что позволяет устанавливать необхо-
димое значение натяжения полосы на заправочной скорости без
изменения соотношения потоков двигателей.

кт

Рис. 10-16. Принципиальная схема системы управления двигателем клети не-
прерывного стана холодной прокатки

При наличии в цепи обратной связи компенсирующего усили-
теля КУ регулируемой величиной будет:

ек = — ыКйКъ — П1К1 = ег — ико — <Ш^К2 — П1Кх, (10-47)
где П1К1 — э. д. с. компенсирующего усилителя, предназначен-
ная для изменения заправочного напряжения гене-
ратора;

(яК0К% — э. д. с. компенсирующего усилителя от действия
обратной связи по току;

К1, К2 — коэффициенты усиления усилителя КУ',

11г — напряжение, подаваемое на обмотку К1 усили-
теля КУ',

к = ~ — отношение сопротивления якоря генератора к пол-
^0

ному сопротивлению силовой цепи;

МВо — падение напряжения в цепи якоря генератора.
Для установившегося режима

Ек =	- (X + о/<2) /СДО -	(10-48)

(Ь + сЛ0) КЛг + (*' + аЧ0 - Ек) /<ф/<г = Др. (10-49)

Здесь (Ъ + а/0)	— ^вн — напряжение возбудителя:

{Ьг + а70 — Ек) Кф = (7фн — напряжение форсирующего
усилителя;

Дгр — э- Д- с- генератора при полной
рабочей скорости двигателя

После ряда преобразований в (10-48) и (10-49) получим
р _	+ 6'/<ф +	+ (X + аЛ'г) Лф^с-^о тг ।

гр~	1 + Кф/Сг 	Лг +

I ~4~ ч /<Сф тг ,
	1 +/<ф/Гг г °’

Отсюда заправочная э. д. с. генератора с учетом действия
теля КУ

р ___	+ (1 + о/<2) /<Сф/с/?о тг

зп~	1 + ЛоЛг	г’

а темпы роста э. д. с. генератора
___________________________ аКв + ° тг
“	1 + К-ф/Сг г>

Из (10-48) следует, что

Ек = Сесо + [1 - (X + а/<2)] /с#0 - ад,.

Уравнение (10-53) показывает, что если
Х + аКа = 1,

то регулирование будет происходить по э. д. с. (скорости) двига-
теля.

При ориентировочном расчете основных параметров системы
регулирования можно пользоваться следующим порядком.

Коэффициент усиления ^ф^г выбирается исходя из необходи-
мости уменьшения эквивалентной постоянной времени генератора
согласно равенству

(10'55)

Параметры обратной связи по току определяются из условия
Х + а/<2= (0,7 ч-0,9)	(10-56)

на том основании, что сильная положительная обратная связь по
току двигателя может вызвать ухудшение качества переходного
процесса.

(10-50)
усили-
(10-51)

(10-52)

(10-53)

(10-54)
Напряжение, необходимое для возбуждения генератора двига-
теля клети при полной скорости:

+	(Ю-57)

Рекомендуется напряжение форсирующего усилителя С/фн брать
равным примерно 50% от напряжения возбудителя (7ВВ, т. е.

С7фн = 0,5Пв„.	(10-58)

При этом

<'...=)>;•	(10-59)

Напряжение возбуждения возбудителя

& + а/0 = ^.	(10-60)

Лв

Напряжение сравнения

Ь' + а'1о =	+	.	(10-61)

Кф

Отношение напряжения сравнения к напряжению возбуждения
возбудителя

Ь' + а‘(0 _ Ефп + ДкКф Кп

Ь + а1в ' С/ви ” КФ‘	(	1

При расчете можно принять, что

- =	+	(10-63)

а Ь Ь + а10

Согласно уравнению (10-40), имеем

Ав+ д АФ __ Сс(Мр-<озп)
1 + АфАг Лг~ (е
откуда

/7 (в*Р в*3п) #	1 4~ АфАг

Из уравнения (10-60) следует, что

Ь^'-а/,.

Лв

(10-64)

(10-65)

(10-66)

Пример 10-2. Трехклетьевой стан имеет систему привода от индивидуальных
генераторов; применена обратная связь по напряжению (см. рис. 10-16). Обрат-
ная связь по току отсутствует. Двигатели клетей и программа обжатий взяты
из примера 10-1. Сопротивления цепей якорей 7Д = 0,0114 ом, = 0,010 ом;
Аз = 0,0085 ом. Постоянные времени генераторов Гг1 = 2,0 сек; Т[2 = 2,2 сек;
Тг3 = 1,9 сек. Коэффициент усиления каждого генератора Кг = 2,5; коэффи-
циент усиления возбудителя Кв = 2,2.

Рассчитать основные параметры системы.
Решение.

1.	Задаемся эквивалентной постоянной времени 7" = 0,1 сек одинаковой
для всех генераторов. Тогда коэффициенты усиления обратных связей по на-
пряжению

У	9	у	9 9

/Сф1 Кг = 7^ - 1 =	- 1 = 19; К^Кг =	- 1 = у- 1 = 21;

„ Ггз	,	1,9	.	_ 19 _ 19 _

К^К- — ,рт- — 1 — у [ — 1 — 18, 7<фх — — —	— 7,6.

2.	Коэффициент

См1 ~	” 2М1

610 + У372 100 — 4  18,85 • 79 500 - 0,0114 _

2-18,85“	— 30,8.

Здесь 7:’! = 610 в — э. д. с. генератора

3. Коэффициенты

СМ2 = С “* = 30,8 ^§ = 22,2;
(Оз	/о,/

взята ориентировочно.

• ___г- ________ 99 9 26’2 __ , с со

м3 ~ С”2 со3 ~	36,65 ~ 1 ’

4.

Токи двигателей

СМ1 30,6

, _М2
2 “ 7’
е-мг

94 600

22,2

4260;

5.

, М3 70 000	,._к

/з= С^ = Л5Л2- = 4425 °'

Падения напряжений

= 2560 - 0,0114 = 29,2 в; 72А?2 = 4260  0,01 = 42,6 в;

[3$3 = 4425 • 0,0085 = 37,6 в.

6.	Заправочные скорости определены в предыдущем примере
мзп1= 1>94 рад/сек ; созп2 = 2,6 рад/сек; <взп3 = 3,65 рад/сек.

7.	Э. д. с. двигателей

Сс1Ш1 = Сс2ш2 = Се3со3 = 30,8 -18,85 = 580 в.

8.	Э. д. с. генераторов

Е± = С^сох + 7x7?! = 580 + 29,2 = 609 в;

Е3 = Се2и2 + 727?2 = 580 + 42,5 = 623 в;

Ев = Се3со3 + /37?3 = 580 + 37,6 = 618 в.

9.	Темпы ускорения

6^1 (шх-изш) = 30,8(18,85— 1,94) = 52

Се2 (ы2 ^зпа) _ 22,2 (26,2	2,6) __ д/сек'

Сс3(<оз-<озп3) = 15,82(36,65-3,65) = 52 д/сек
Ю

Дальнейший расчет производим для привода двигателя первой клети.

Расчет для других двигателей аналогичен.
10.	Полное напряжение возбуждения генератора, получаемое от возбуди-
теля и от форсирующего усилителя

,, ... Е1 609 о

^В1 + Ц)! -	- 2^- - -43 в.

Выбираем напряжение возбудителя

7/в1 = 162 в

и напряжение форсирующего усилителя

64-1 = 81 в.

И. Напряжение на обмотке возбуждения возбудителя

Ь + а10 = ^1= '4? =73,6 в.

12.	Напряжение сравнения

Ь’ + аЧй =	= 81+^~7-6 = 620,8.

Аф1

13.	Отношение напряжений

«' _ Ь' _ Ь' + а'1о _ 620,8 _

а Ь Ь + а(0	73,6	’

14.	Темп роста напряжения возбуждения возбудителя

_ Сс1(С01 — <03п1) 1+Кф1Кг _ кп 1-|-19 —ЛОТ

<0	\г(кв+^Кф1)	2,5(2,2 + 8,44-7,6)	’

15.	Темп роста напряжения сравнения

а'	а = 8,44  6,27 = 53 в/сек.

Ь + а1в	'

16.	Заправочное напряжение возбуждения возбудителя

Ь =	— а1в = ~ — 6,27  10 = 10,9 в.

17.	Заправочное напряжение сравнения

Ь' = ? Ь = 8 44.10 9 = 90 9 в.

Ь + а10

§ 10-5. Расчет мощности двигателей клетей
непрерывного стана

Расчет мощности двигателей клетей станов холодной прокатки
ведется, как и для других прокатных станов, по кривым удельного
расхода энергии и по аналитическим формулам.

Результаты расчета сравниваются между собой и сопоставляются
с мощностью двигателей действующих станов.

Кривые удельного расхода энергии при холодной прокатке
листа строятся без учета натяжения. Потребная мощность при про-
катке с передним и задним натяжением

Р№ = -Лр-Рпн + Рзч ,	(Ю-67)
где Рпр — мощность, потребная для прокатки металла без
учета натяжений;

Рпн; ?зн — мощности заднего и переднего натяжений;

г] — к. п. д. редуктора.

Мощность натяжения

Рнат = То10-з кет,	(10-68)

где Т — натяжение, н;

V — скорость движения полосы, м/сек.

Расчет мощности прокатного двигателя непрерывного стана хо-
лодной прокатки по кривым удельного расхода энергии аналогичен
подобному расчету мощности прокатных двигателей других про-
катных станов, в частности, реверсивных станов горячей прокатки.
Поэтому на этом методе расчета здесь останавливаться не будем.

При расчете мощности аналитическим методом часто пользуются
формулой А. И. Целикова.

Метод расчета мощности с использованием
формулы А. И. Целикова

Момент прокатного двигателя

М --= Мп? + МТР + Мхх.	(10-69)

.Здесь Л1пр — момент, необходимый для преодоления сопротивлений
деформаций металла;

Л4тр — момент добавочных сил трения;

Л1ХХ — момент холостого хода.

Момент прокатки

Мпр = 2Ы'арср,	(10-70)

где Ь — ширина прокатываемой полосы;

Г — длина дуги захвата с учетом упругого сжатия валков;

Рср — среднее удельное давление металла на валки, н/мм\

Среднее удельное давление металла на валки определяется по
формуле А. И. Целикова:

__е1Л1 Т(бр/Со	т б0Др _	_____кг 1 /1л_71 \

СР т	АрАо + АЦ

Здесь /Ср = 1,15	= 1,15ол;

о50 — предел текучести металла до прокатки, н/ммг;

ох1 — предел текучести металла после прокатки в данной
клети, н/мм? (величины ох0 и определяются по кри-
вой, приведенной на рис. 10-17);

Но — толщина полосы до прокатки, мм;

Нх — толщина полосы после прокатки, мм;

6о

_ /Ср — Стр.

/Со '
°о — удельное заднее натяжение, н/мм2\

е1  V. ’

а1 — удельное переднее натяжение, н!мм2\

т =

2ц/'

Лд + /4 ’

р. — коэффициент трения между прокатываемым металлом
и валками.

С учетом упругого сжатия валков длина дуги захвата

Г = У^И + Х1 +х0-

(10-72)

где К — радиус валка, мм\
Ыг — обжатие, мм-,

°~ 92400'

(10-73)

Из уравнений (10-71), (10-72), (10-73) видно, что для определе-
ния Хо следует знать рср. В то же время для определения рср вели-
чина Хв должна быть известна,
е5>м/ии?1	так как от нее зависит Г и соот-

Рис. 10-17. Кривая = /(Дй) — за-
висимость предела текучести от ве-
личины обжатия при холодной про-
катке

ношение т = . , .входящее
Ло "Г “1

в уравнение (10-71). В данном
случае для определения длины
дуги захвата с учетом сплющи-
вания валков зависящей от
удельного давления рср, берут
значение I = ]/7?Д/ без учета
сплющивания валков. По этой
величине, решая уравнение
(10-71), находят среднее удель-
ное давление, азатем, пользуясь
уравнениями (10-72) и (10-73) —

Ло и длину дуги захвата с уче-
том сплющивания валков V.
После этого решается вновь
уравнение (10-71) для определения среднего удельного давления с
учетом сплющивания валков.

Плечо равнодействующей сил деформации с учетом упругого
сжатия валков

а =	+ X®—

(10-74)

Коэффициент ф берется в пределах 0,4—0,5.
Момент трения в цапфах определяется по уравнению

Л41р = 2РИц^-4,	(10-75)

где Р — нагрузка на подшипники, равная давлению металла
на валки, н;

рц — коэффициент трения в цапфах опорных валков;

Рр; Воп — диаметры рабочих и опорных валков, м;

<2Ц — диаметр цапф опорных валков, м.

При расчете мощности двигателей клетей станов холодной про-
катки динамические составляющие токов не учитываются, так как
время переходных процессов невелико в сравнении с временем
цикла, поэтому динамические токи не оказывают существенного
влияния на нагрев двигателя.

Пример 10-3. Рассчитать потребную мощность двигателя клети пятиклеть-
евого непрерывного стана холодной прокатки.

Программа обжатий приведена в табл. 10-4.

Т а б л и ц а 10-4

Программа прокатки полосы 0,23 X 10 мм2. Исходное сечение полосы
2,2 х 710 мм2. Смазка пальмовым маслом. Сталь мягкая углеродистая

Номер клетей	Ло	Л1	дл =  = Ло — Ль  ММ	Обжатие за про- пуск, %	Скорость прокатки, м(сек	Л  Заднее натяжение, н	Переднее натяжение, н
1	2,2	1,2	1	45,5	7,3	29 400	117 800
II	1,2	0,75	0,45	37,5	11,7	117 800	98 100
III	0,75	0,5	0,25	33,3	17,5	98 100	78 500
IV	0,5	0,35	0,15	30	25	78 500	58 900
V	0,35	0,25	0,1	28,5	35	58 900	56350

Диаметр рабочих валков Ор = 500 мм, диаметр опорных валков Осп =
= 1300 мм; диаметр цапфы опорных валков = 900 мм; к. п. д. передачи
т] = 0,95.

Выполнить расчет мощности двигателя второй клети.

Решение.

1.	Пределы текучести стали (кривая рис. 10-17).

Для обжатия до прокатки во втором пропуске, равном

. Л1 - 100 = 2,2-у 1,2 • 100 = 45,5%,
Ло	2,2

а $0 = 600 н/мм2.

Для обжатия после прокатки во втором пропуске, равном

Ло — /ц _ 2,2 — 0,75
й0 ~	2,2

100 = 66%,

= 685 фм2,

12

355
2.	Коэффициенты

Ло = 1,15<ТЯ0 = 1,15 • 600 — 690 н]мм?',
Л! = 1,15о51 = 1,15 • 68,5 = 787 н/мм*.

3.	Удельное заднее натяжение

Тзн 117800 ,поп , ,
<т0 = -^ = у-2“7!б = 138,2 я/лш2.

4.	Удельное переднее натяжение

* = %н = (^о = 184’2«^-

5.	Соотношения

р _ЛО-0О_ 690-138,2

0 ~ Ло	690

6.	Длина дуги захвата без учета сплющивания валков

I = /ЛДЛ = /250 • 0,45 = 10,6 мм.

7.	Соотношение т без учета сплющивания валков
2р/	2 • 0,03 -10,6	. оо„

т = Т Г Л = 1 О , п ' = °>326-
Ло	1,2 -}- 0,75

8.	Среднее удельное давление без учета сплющивания валков

__ ехЛ1 Г/врЛо	т е.оКо . Ло__________Лх 1

ср т [\е1Л1 )	е1Л1 Ло + Лх Ло + Лх1

_ 0,76 - 787 Г/0,8-690\т^'о7й 0.326	0,8-690	1,2

0,326 [\0,76-787/ ’	’ е’ 0,76-787 ' 1,2 + 0,75

~ 1,2 + 0,75 ] = 649 н1мм2-

9.	Приращение длины контакта

_ рсрЛ „649-250
92400	92 400	1,7Й	'

10.	Длина дуги захвата с учетом сплющивания валков

V = V ШиП + Х20 + Хо = /250 • 0,45 + 1,752 + 1,75 = 12,5 мм.

11.	Соотношение т’ с учетом сплющивания валков

, 2рГ 2-0,03-12,5

т' — , , , = ; о .	’ = 0,384.

Лр + Л1 1,2 + 0,75

12.	Среднее удельное давление с учетом сплющивания валков
р __ Г_|_й, т' врЛ'о Ло__________________________Лх _

ср	т' 1кЕ1Л1/	е^Лр + Й!	Ло + Л1]

0,76 • 787 Г( 0,8 • 690 \ 121о 75’ 0 384	0,8 • 690	1,2

0,384 [\0,76-787/’	’ е' 0,76 - 787 ' 1,2 + 0,75

-1917П7^1 = 666 н!мм^
13.	Давление металла на валок

Р = Ы'рер = 710 - 12,5 • 666 = 5910 • 103

14.	Плечо равнодействующей сил деформации

о = ф [К РАЛ + Х% — (1 — 1) Хо ] = 0,45 [У250 • 0,45 + 1,752 —

-(оХб-')1’75]-3'87 “

15.	Момент прокатки

Л4„р = 2Рй = 2 • 5910 • 3,87 = 45 800 нм.

16.	Момент трения

Мтр = 2Ррц = 2 • 5910 • Юз. 0,005 ~ - 10~»	= 10 200 нм.

*Л)п	м**

Здесь = 0,005.

17.	Момент холостого хода берется равным (по данным УЗТМ)
Мхх = 3920 нм.

18.	Суммарный момент прокатки

М = Л4пр + Л1тр + Л1ХХ = 45 800 + 10 200 + 3920 = 59 920 нм.

19.	Скорость вращения рабочих валков
2т>	11,7 лс^рад

“в “Ор “0,25 “ 46,7 сек'

20.	Мощность прокатки

рпр = Ма = 59 920 • 46,7 = 2800 кет.

21.	Мощность, необходимая для создания заднего натяжения

п „	117 800-11,7 1СОП

Рзн — Тзиг> —	Ю00	— 1380 кет.

22.	Мощность, необходимая для создания переднего натяжения
„	98 100-11,7

 Рин — Рпи® —	1000	— 1147 кем.

Здесь Тзн = 117 800 я; 7'пн = 98 100 н.

23.	Мощность прокатки с учетом натяжения

р = рпр + рзн — Рлн = 2 800 + 1380 — 1147 = 3033 кет.

24.	Потребная статическая мощность

р«.-^-5Х = 32““"-

§ 10-6. Электропривод моталок и разматывателей
непрерывных станов

Требования к алектролриводу

На непрерывных станах холодной прокатки стальной лист, по-
данный к стану, в процессе прокатки разматывается с рулона перед
стадом и наматывается в рулон после стана. Натяжение полосы,
в особенности между Последней клетью и моталкой, оказывает
существенное влияние на толщину прокатываемого металла. При
изменении этого натяжения меняется и толщина листа. Для полу-
чения листа с допустимой неравномерностью толщины необходимо
при постоянной скорости прокатки поддерживать неизменным на-
тяжение полосы.

Толщина полосы зависит от скорости прокатки (уменьшается
с увеличением скорости). Поэтому целесообразно в переходных про-
цессах разгона и торможения не поддерживать постоянной вели-
чины натяжения, а уменьшать ее с увеличением скорости прокатки.
В связи со сложностью получения необходимого закона изменения
натяжения в переходных процессах обычно значительная часть
полосы, прокатанная за время ускорения и замедления, выходит
из допусков. Это обстоятельство вызывает необходимость в макси-
мальном сокращении времени переходных процессов.

В процессе намотки полосы на барабан увеличивается диаметр
рулона, линейная скорость намотки, а следовательно, и натяжение.
Для сохранения в процессе намотки неизменным натяжения по-
лосы следует с увеличением диаметра рулона уменьшать скорость
вращения барабана моталки, так, чтобы линейная скорость намотки
осталась неизменной. В процессе же размотки диаметр рулона
уменьшается, поэтому для сохранения неизменной линейной ско-
рости размотки следует увеличивать скорость вращения двигателя.

В соответствии с технологией прокатки к электроприводу мота-
лок и разматывателей непрерывных станов предъявляются следую-
щие требования:

1)	поддержание постоянным или регулирование по заданному
закону натяжения полосы между клетью и моталкой (разматыва-
телем);

2)	плавное ускорение и замедление при -возможно малом вре-
мени переходных процессов;

3)	широкий диапазон регулирования;

4)	совместное и раздельное управление моталкой, разматывате-
лем и станом;

5)	натяжение «покоя»;

6)	толчковая работа.

В соответствии с указанными требованиями наиболее целесооб-
разным является применение двигателей постоянного тока незави-
симого возбуждения. Для поддержания заданного натяжения
между клетью и моталкой, клетью и разматывателем обычно при-
меняются системы регулирования с воздействием на поток двига-
теля. При этом пределы изменения потока двигателя должны быть
равны пределам изменения диаметра рулона. Поэтому требуется
применение двигателей, регулируемых полем. Следует отметить,
что общий диапазон регулирования двигателя моталки зависит от
системы их питания. При питании двигателей клетей и моталок от
общих шин диапазон регулирования двигателей моталок должен
358
охватить как регулирование скорости, связанное с изменением
'сортамента прокатываемого листа (толстые листы прокатываются
с малой скоростью, тонкие — с большой), так и регулирование
скорости, необходимое для поддержания заданного натяжения
полосы, т. е. двигатель моталки должен иметь общий диапазон
регулирования полем:

Л ____ ^макс Л

“общ	“пр»

где Пмакс — максимальный диаметр бунта;

Г)б — диаметр барабана моталки;

^пР —диапазон регулирования скорости прокатки.

Поэтому при питании двигателей моталок от общих шин эти
двигатели должны иметь очень широкий диапазон регулирования
. полем. Создание таких двигателей является сложной задачей.

В настоящее время питание двигателей клетей и моталок от
общих шин применяется редко. На современных станах двигатели
моталок, а также разматывателей питаются от индивидуальных
Генераторов. В этом случае регулирование скорости, связанное
с изменением диаметра рулона, производится изменением поля
двигателя, а регулирование, необходимое для изменения скорости
прокатки, — изменением напряжения генератора. Таким образом,
при питании двигателя моталки (разматывателя) от индивидуаль-
ного генератора диапазон регулирования полем

^макс
Об

Режим намотки

На рис. 10-18 изображена схема намотки полосы на барабан
моталки. Прокатываемая в стане полоса выходит из последней
клети и поступает на моталку для наматывания в рулон.

Рис. 10-18. Схема наматывания полосы
на барабан мешалки

Для получения качественного металла наматывание полосы
должно происходить с натяжением. Величина удельного натяжения
выбирается так, чтобы она не превышала половины предела теку-
чести прокатываемого металла, т. е.
(10-76)

где А — удельное натяжение, н/мм2;

Т — полное натяжение, я;

В; Н — ширина и толщина полосы, мм;

ох — предел текучести прокатываемого металла, н/мм2.

При этом учитывают увеличение предела текучести за счет на-
клепа. Выбор величины натяжения зависит также от толщины
металла, его механических свойств и типа стана. Так, например,
при прокатке тонких полос берут большие значения удельных
натяжений, чем при прокатке толстых полос. Более высокие удель-
ные натяжения применяют при прокатке на многовалковых
станах.

При наматывании полосы на барабан моталки происходит уве-
личение диаметра рулона и появляется стремление к увеличению
скорости наматывания относительно скорости выхода металла из
валков последней клети о0. В связи с этим возникает разность ско-
ростей V — Vо, которая вызывает увеличение натяжения. Если
скорость вращения двигателя моталки оставить в этом случае не-
изменной, то увеличение скорости, наматывания V, связанное с ро-
стом диаметра рулона быстро приведет к разрыву полосы, поэтому
необходимо уменьшить скорость вращения двигателя так, чтобы
скорость наматывания полосы V оставалась равной скорости выхода
металла из валков последней клети, т. е.

ц0 = V.	(10-77)

Лишь кратковременно, при неустановившемся режиме, возможно
неравенство этих скоростей.

В условиях неустановившегося режима прокатки натяжение

I

Т = -^^-и0)сИ + Т0,	(10-78)

о

где То — начальное значение натяжения, я;

Е — модуль упругости, н/мм2;

— сечение полосы, мм2;

I — расстояние между осями клети и моталки, мм.

Из уравнения (10-78) видно, что при неравенстве скоростей оо и V
происходит непрерывное изменение натяжения. С окончанием пере-
ходного процесса вновь устанавливается равенство скоростей
о0 и V.

Скорость выхода металла из валков о0 растет с увеличением на-
тяжения, вызывающего дополнительное опережение металла. Это
обстоятельство способствует выравниванию скоростей о0 и V при
возникновении их разности.
Уравнение, связывающее скорость выхода металла из валков
с натяжением, имеет вид:

=	+5о + ЧТ]	(10-79)

Здесь	ок — окружная скорость рабочих валков послед-

ней клети, м/сек',

<$о — опережение металла при прокатке без на-
тяжения;

Т — коэффициент пропорциональности между
опережением и натяжением;

Т = Тп — Т3 — результирующее натяжение, кГ (н);

Тп — переднее натяжение (натяжение между по-
следней клетью и моталкой);

Т3 — заднее натяжение (натяжение между пред-
последней и последней клетями стана).

Линейная скорость наматывания полосы в рулон

о‘=	(10-80)

где со — скорость вращения барабана моталки, рад/сек.

Если решить уравнения (10-77), (10-79) и (10-80) с учетом,
что Т = Тп — Т3, то получим

Гп = Т3 + [4^-----(1 + 50)]]1.	- (10-81)

Уравнение (10-81) показывает, что натяжение между клетью и
моталкой Тп зависит от заднего натяжения Т3, от диаметра рулона
и скорости вращения моталки со при неизменных прочих вели-
чинах, входящих в это уравнение.

Таким образом, для сохранения неизменным натяжения между
клетью и моталкой при условии неизменности заднего натяжения
и скорости вращения валков клети необходимо, чтобы произведе-
ние /)рсо оставалось постоянным по величине при изменении диамет-
ра рулона от Об до Окон, т. е. чтобы

Яб®иач == ЦХ	(10-82)

где сонач — скорость вращения
тывания.

Из (10-82) получим, что

барабана моталки в начале нама-

а ’

(10-83)

где с/ =	— отношение диаметра рулона, изменяющегося в процессе

намотки, к диаметру барабана.
Наибольший диапазон изменения скорости вращения барабана
моталки определяется максимальным диаметром рулона Е>коп и
равен

Здесь <вкон; Е>кон — скорость вращения барабана моталки и диа-
метр рулона в конце намотки.

В начале намотки момент на барабане

Мнач = ^^,	(10-85)

а при намотке полосы

М =	(10-86)

При условии постоянства натяжения, при Т = Тпяч, из (10-85)
и (10-86) следует, что

М = Мнач^,	(Ю-87)

т. е. момент натяжения пропорционален диаметру рулона.
Сечение рулона определяется как

^=И1,

где — суммарное сечение рулона и барабана, лаг,

—4---сечение барабана моталки, мм2;

И — толщина полосы, мм;

I — длина полосы, мм.

При постоянной скорости прокатки

I — VI,

где V — линейная скорость полосы, мм/сек;

I — время, прошедшее с начала намотки.

Из (10-88) и (10-89) имеем

(10-88)

(10-89)

откуда

где

^(о=-о|) = й^,

д. = У1 + и1,

(10-90)

(10-91)
Учитывая уравнения (10-83), можем написать, что

в*нач

у 1 + •

(10-92)

По этому закону должна регулироваться скорость вращения
моталки, чтобы получить неизменным натяжение полосы.

На рис. 10-19 (кривая 7) представлена зависимость скорости
вращения барабана моталки о от момента на барабане при намотке

полосы, которая построена по урав-
нению (10-87). Из кривой 1 видно,
что с целью сохранения неизменным
натяжения полосы приводной двига-
тель моталки должен иметь механи-
ческую характеристику, примерно по-
добную характеристике двигателя по-
стоянного тока последовательного
возбуждения. Обычно для привода
моталок применяются двигатели по-
стоянного тока независимого возбуж-
дения, механические характеристики
которых — прямые. Если выбрать
жесткость механической характерис-
тики такого двигателя так, чтобы
при этом обеспечивалось выполнение
равенства (10-87) в начале (точка Л)
и в конце (точка Б) намотки, то в про-
цессе намотки это условие выпол-
няться не будет, что наглядно видно

Рис. 10-19. Зависимость ско-
рости вращения барабана мо-
талки от момента на его ва-
лу, построенная по уравнению
(10-87) с учетом (10-82)

из сопоставления кривой 1 и характеристики двигателя неза-

висимого возбуждения 2. Это обстоятельство указывает, что при

использовании в приводе моталки двигателя постоянного тока неза-
висимого возбуждения необходима система автоматического регули-
рования, обеспечивающая поддержание постоянства натяжения
с необходимой точностью.

Режим размотки

Для создания натяжения полосы между разматывателем и пер-
вой клетью двигатель разматывателя должен работать в генератор-
ном, тормозном режиме. При разматывании полосы с барабана раз-
матывателя происходит непрерывное уменьшение диаметра рулона.
В этом случае при постоянной скорости движения полосы, опреде-
ляемой скоростью вращения рабочих валков первой клети, ско-
рость вращения разматывателя будет увеличиваться.

Из уравнения

^дв ==	= Е„ + 1По	(10-93)
следует, что увеличение скорости вращения двигателя разматыва-
теля, работающего в качестве генератора, приводит к увеличению
тока, тормозного момента и, как следствие, к увеличению натяже-
ния полосы. Для поддержания на заданном уровне натяжения по-
лосы необходимо воздействие на ток возбуждения двигателя или
на напряжение генератора.

Соотношения, полученные для процесса намотки, действительны
и для процесса размотки. Различие лишь в том, что в начале про-
цесса размотки диаметр рулона имеет наибольшее значение, а ско-
рость вращения двигателя — наименьшее. С процессом размотки
для поддержания постоянства натяжения при уменьшающемся
диаметре рулона скорость вращения двигателя должна соответ-
ственно увеличиваться.

Принципы пострсеиия систем управления
электроприводами моталок и разматывателей

Системы управления моталками и разматывателями строятся по
одному и тому же принципу, так как они имеют одинаковые соот-
ношения основных величин, определяющих натяжение, и к ним
предъявляются одинаковые требования.

Рассмотрим вначале принципы построения систем управления
моталками и затем отметим особенности, связанные с построением
систем управления разматывателями.

Системы управления моталками современных непрерывных
станов являются системами автоматического регулирования натя-
жения полосы между клетью и моталкой. Система регулирования
натяжением не должна допускать увеличения разницы натяжений
в конце и в начале намотки рулона АТ = Ткон — Тнач выше задан-
ной величины. Чём меньше эта разница, тем меньше продольная
разнотолщинность листа и тем выше его качество. Для получения
системы автоматического регулирования натяжением необходимо
замерить величину натяжения и подать ее с помощью отрицательной
обратной связи на вход системы. При отклонении действительной
величины натяжения от заданной, отрицательная обратная связь
должна действовать в сторону уменьшения рассогласования.

В зависимости от способа замера регулируемой величины натя-
жения разделяются системы прямого и косвенного
регулирования.

В системах прямого регулирования натяжения полосы исполь-
зуются датчики натяжения, с помощью которых осуществляется
прямое, непосредственное измерение натяжения. Системы прямого
регулирования ранее не находили широкого применения из-за
отсутствия надежного, малоинерционного датчика натяжения.
В настоящее время создан датчик натяжения, удовлетворяющий
требованиям, предъявляемым к электроприводам станов холодной
прокатки, поэтому системы прямого регулирования начали находить
широкое применение на практике.
В системах косвенного регулирования замеряется не сама вели-
чина натяжения, а величина, косвенно связанная с натяжением.
Например, мощность двигателя моталки при наматывании связана
с натяжением следующим соотношением:

Т<п

Р==1Ш^Квт'	(Ю-94)

где Т — натяжение, н;

V — линейная скорость намотки, м/сект,

т] — к. п. д. привода моталки.

Из (10-94) имеем

7= 1000т]^н.	(10-95)

Натяжение при постоянной скорости выхода металла из валков
последней клети возможно лишь при постоянной линейной ско-
рости намотки. Следовательно, как это видно из уравнения (10-95),
для сохранения неизменным натяжения необходимо поддерживать
на постоянном уровне полезную мощность натяжения.

Если принять, что

Р = 1Л = (Е№ +

то уравнение'(10-95) можно написать еще как

7= 10001)-^/,	(10-96)

или

Т = 1 ОООт]Едв + I.	(10-97)

Из уравнений (10-95), (10-96) и (10-97) следует, что регулирова-
ние натяжения по косвенному параметру — мощности можно полу-
чить, замеряя мощность Р, ток I или одновременно э. д. с. двига-
теля Едв и ток I.

В соответствии с этим на практике имеют распространение сле-
дующие системы косвенного регулирования натяжением:

1)	система регулирования с замером мощности (регуляторы мощ-
ности);

2)	системы регулирования с замером тока якоря двигателя мо-
талки (статические регуляторы тока);

3)	системы регулирования с замером тока и э. д. с. двигателя
(астатические регуляторы тока).

Системы регулирования с замером мощности
натяжения (регуляторы мощности)

Упрощенная схема такой системы приведена на рис. 10-20 [Л-52].
В рассматриваемой системе обмотка возбуждения двигателя ОВДМ
подключена на постоянное напряжение. Поток двигателя остается
неизменным по величине. Обмотка возбуждения генератора ОВГМ
получает напряжение от усилителя У 2, который имеет две обмотки:
задающую ГМЗ и регулирующую ГМР. Задающая обмотка ГМЗ
подключена на напряжение сети. В цепи этой обмотки имеется рео-

стат РПН, с помощью которого устанавливается величина натяже-
ния «покоя», и первая секция плоского контроллера СПК1, с по-
мощью которой производится пуск двигателя моталки ДМ. Одно-
временный пуск двигателя клети осуществляется с помощью второй
секции этого контроллера. При пуске двигателя траверса плоского

контроллера СПК перемещается в сторону увеличения напряжения

Клеть

Мотапко

на задающей обмотке,
вызывая этим плавное
изменение напряжения
генератора ГМ и ско-

рости вращения двига-
теля моталки.

Регулирующая об-
мотка ГМР подключена
на напряжение тахогене-
ратора ТГМ, обмотка
возбуждения которой пи-
тается от усилителя У1.
В свою очередь обмотка
возбуждения усилителя
У1 подключена к допол-
нительному сопротивле-
нию силовой цепи, по-

Рис. 10-20. Система регулирования натяжения этому напряжение ТЭХО-
полосы с замером мощности	генератора ТГМ И ток

регулирующей обмотки

ГМР пропорциональны произведению скорости вращения моталки
на ток двигателя моталки, т. е. пропорциональны мощности про-
катки:

^тгм =3 СО/.

(10-98)

В процессе намотки с ростом диаметра рулона увеличиваются ток
двигателя моталки, напряжение усилителя У1 и напряжение тахо-
генератора ТГМ. При этом увеличивается-размагничивающая НС
регулирующей обмотки ГМР, а напряжение генератора ГМ и
скорость вращения моталки уменьшаются так, что произведение
э. д. с. двигателя на ток его остается примерно постоянным.

Если учесть, что при постоянном потоке возбуждения двигателя
его э. д. с. пропорциональна скорости вращения, то уравнение
(10-92) можно переписать в следующем виде:

р
^нач

/ 1 + щ ’

(10-99)
где Евач — э. д. с. двигателя моталки в начале намотки;

Ем — то же в процессе намотки.

Если учесть, что в процессе намотки мощность, потребляемая дви-
гателем, остается неизменной, т. е. что ЕЫМ = Ё!|ач, М„ач, то

М = МИЯЧУ1 +а1.

(10-100)

На рис. 10-21 по уравнениям (10-99) и (10-100) построены кри-
вые э. д. с. и момента двигателя во времени в процессе намотки.

Системы регулирования
натяжения при замере мощ-
ности применяются для не-
большой мощности реверсив-
ных станов с малым диапа-
зоном изменения диаметра
рулона.

Системы регулирования с замером
тока двигателя моталки (статичес-
кие регуляторы тока)

В таких системах при по-
стоянной скорости прокатки
э. д. с. генератора двигателя
моталки остается неизменной.
Постоянство же натяжения

Рис. 10-21. Кривые э.д.с. и момента дви-
гателя при намотке полосы, построенные
по уравнениям (10-99) и (10-100)

достигается за счет поддержания на постоянном уровне тока двига-
теля путем воздействия с помощью обратной связи по току на
поток двигателя. При этом точность поддержания неизмен-
ным тока двигателя будет соответствовать точности поддержания
неизменным натяжения полосы (10-96).

При регулировании скорости изменением потока двигателя
произведение потока на скорость есть величина примерно постоян-
ная:

фи = Фнача»пач — пост.	(10-101)

Из уравнений (10-82) и (10-101) следует, что

Фиач _Об
Ф ~Др’

(10-102)

т. е. в данной системе регулирования для поддержания постоянным
тока двигателя и натяжения полосы необходимо, чтобы поток двига-
теля менялся прямо пропорционально диаметру рулона. Так как
система регулирования является статической, то для получения
требуемой точности регулирования необходимо, чтобы малое изме-
нение тока двигателя вызывало относительно большое изменение
потока, соответствующее условию (10-102). Для пояснения приве-
дем следующий пример. Пусть точность регулирования натяжения
задана и равна Гкон ~ Гнач 100 =  /^--/"ач 100 = 5%. а отно-
шение конечного диаметра рулона к диаметру барабана моталки
= ^кон = 4. В этом случае относительное изменение диаметра

рулона кон ~— — б/Кон —1=3. Следовательно, 5% изменения
тока должны вызвать 300% изменения потока двигателя к концу
процесса намотки. Указанное является отличительной особенностью
систем статического регулирования с воздействием на поток двига-
теля.

На рис. 10-22, а представлена схема генератора постоянного
тока. Рассматривая этот генератор как элемент системы автомати-
ческого регулирования, можем для установившегося режима на-
писать, что

= ^2,	(10-103)

где 1У1 — напряжение на входе элемента,

Кг — коэффициент усиления элемента;

К2 — напряжение на выходе.

Уравнение (10-103), написанное в приращениях, имеет вид

	Дадх = ДП2,		(10-104)
откуда			
-		Л6/2 V*	(10-105)
Так как			
	• *4	К»	
то			
	Д^		



Таким образом, в данном элементе системы управления относи-
тельное приращение на входе равно относительному приращению
на выходе. Если система регулирования по току с воздействием на
поток двигателя была составлена только из таких элементов, то
5% изменения тока двигателя вызвало бы такое же 5-процентное
изменение потока, что не обеспечило бы выполнения основного тре-
бования поддержания постоянства натяжения с заданной степенью
точности.

На рис. 10-22, б представлена схема генератора с подключен-
ным в цепи возбуждения его эталонным напряжением Дэ, направ-
ленным встречно основному напряжению 1\.

Для такой схемы справедливым будет равенство
или

^1 —^1 = ^2-	(10-108)

; Уравнение (10-107) в приращениях принимает вид

(10-109)

В данном случае приращение эталонного напряжения АЦ, равно
нулю, так как напряжение не зависит от основного передающего
= сигнала.

Рис. 10-22. Различные схемы возбуждения машин с эталонным
напряжением

Беря относительные приращения, получим

(10-1-10)

где Д(Л =	==	— относительные приращения вход-

ной и выходной величин.

Из (10-107) и (10-110) следует, что

ДГ^ = Д172,	(10-111)

где

»*=тАг	(1(М12>

Таким образом, относительное изменение входной величины
А6\, умноженное на коэффициент дг, равно относительному изме-
нению выходной величины Д{/2. Следовательно, по аналогии с коэф-
фициентом усиления абсолютных изменений 7^ = [уравнение
(10-109)], коэффициент 41 = ^^- можно назвать коэффициентом
усилений относительных изменений (приращений).
Коэффициент усиления относительных изменений зависит от
величины эталонного напряжения. При отсутствии эталонного на-
пряжения (при 1У3 = 0) коэффициент дг = 1. Это означает, что
усиление относительного приращения в данном элементе отсут-
ствует. Чем меньше разница между эталонным напряжением 1УЭ
и основным передающим сигналом 1/1г тем больше коэффициент
усиления относительных изменений д.

Между коэффициентами К и д существует зависимость, написан-
ная в общем виде:

К =	(10-113)

^ВХ

Здесь 67вых — напряжение на выходе системы;

^7ВХ — напряжение на входе системы.

Применительно к системе регулирования по току с воздействием
на поток двигателя потребный коэффициент усиления относитель-
ных приращений

(10-114)

где б/кон — 1 — относительное изменение диаметра рулона, рав-
ное относительному изменению потока двига-
теля за время намотки;

ДТ =	---допустимое относительное изменение натяжения.

При ДТ = 0,05 и б/кон = 4 коэффициент усиления относитель-
ных изменений д = ^кон~ 1 = 4 ~ 1 = 60.

1	Д т	0,05

• Если же ^7ВЫХ — напряжение, приложенное к цепи обмотки
л	ивп 220

возбуждения двигателя, равно -г-25- = -т- = 55 в, а напряжение
“кон 4

на входе 67вх, пропорциональное току якоря двигателя взять рав-
ным 5 в, то коэффициент усиления системы

К =	= 60^ = 660.

^вх	0

Такой коэффициент усиления является значительным, и при
одном каскаде усиления он не может быть получен. Потребный коэф-
фициент системы К может быть снижен за счет увеличения входного
сигнала ^/вх. Однако это связано с необходимостью применения
относительно больших сопротивлений в цепи двигателя моталки,
что может быть нерациональным с точки зрения потерь в этой цепи.

Часто для получения системы с усилением относительных при-
ращений применяют схему (рис. 10-22, в), в которой сравнивают
между собой не напряжения, а намагничивающие силы НС. Для
такой схемы
где Кх — коэффициент усиления генератора от действия обмотки /•’
/С2 — то же, от обмотки 2.

Как и в предыдущем случае, имеем

дад1 = дс/8.	(ю-116)

Из уравнений (10—115) и (10-116) следует

11 — 11 К*

„	1	9 Кх _ 113 _ Д64 Г3 ДГ3 _ Дб] Г3

Л1 Ц . - йх ~ Их ' Д6/3'Д6/± —	' Д^3 11

откуда

Д{71(?1 = \~П3,	(10-117)

где

41----------А' "

Л1

Таким образом, для обеих схем получены аналогичные уравне-
ния.

В современных системах регулирования по току с воздействием
на поток двигателя применяют обычно несколько эталонных на-
пряжений.

На рис. 10-22, г применены три эталонных напряжения:
Ь'л —• в цепи обмотки 2 усилителя У2 второго каскада усиления;
Ц,2 — в обмотке 3 этого же усилителя; 1Уэ3 — в самой обмотке воз-
буждения двигателя. В такой схеме обмотка возбуждения двигателя
получает напряжение 1?6 = 1/э3 — 0^. Э. д. с. усилителя 2У опре-
деляется действием двух его обмоток: обмотки 3, намагничивающая
сила которой увеличивает напряжение У2 в направлении ослабле-
ния поля двигателя; обмотки 2, намагничивающая сила которой
направлена в сторону усиления поля двигателя.

Напряжение и1г пропорциональное току якоря двигателя мо-
талки, действует в сторону усиления поля двигателя.

Уравнения статики для схемы, изображенной на рис. 10-22, г,
имеют вид

(ад1-С/э1)К2=^;	(10-118)

=	(ю-119)

^вз-^4 = ^Б-	(10-120)

Здесь 1\ — э. д. с. усилителя У2;

—	э. д. с. усилителя У2 от действия только обмотки 2;
77э2	— т0 же от обмотки 3;

Кх — коэффициент усиления усилителя первого каскада
У Г,

—	коэффициент усиления усилителя У2 от действия
обмотки 2;

—	то же от обмотки 3.
Из уравнения (10-118) следует, что

К^ = Ч^-	(Ю-121)

Соответственно из уравнения (10-119)

1=<?2^,	(Ю-122)

а из уравнения (10-120)

1=?з^.	(Ю-123)

Здесь?2 = ад,-77' ; 93 = Гэз-Г4 ~ коэффи-
1 Лк

циенты усиления относительных изменений.

Перемножая уравнения (10-121), (10-122) и (10-123), получим

^1^2 ~	

Таким образом, в системе, имеющей несколько эталонных напря-
жений, общий коэффициент усиления относительных изменений
равен произведению коэффициентов усиления, соответствующих
отдельным эталонным напряжениям, т. е.

Я = <71<72<7з-	(10-124)

Пример 10-4. Система регулирования натяжения (статический регулятор
тока (рис. 10-22, г) имеет два каскада усиления. Номинальное возбуждение
двигателя (7ВН = 220 в. Магнитная характеристика двигателя прямолинейна.
Напряжение, пропорциональное току' двигателя моталки, подаваемое на об-
мотку управления усилителя первого каскада, равно 5 в. Отношение наиболь-
шего диаметра рулона к диаметру барабана йкон =	— 4; относительное

ДГ	к

изменение натяжения =— не должно быть выше 0,1.

1	нач

Определить потребный коэффициент усиления системы. Найти величины
эталонных напряжений.

Решение.

1.	Напряжение цепи обмотки возбуждения в начале намотки при прямо-
линейной магнитной характеристике двигателя должно быть в йкоН раз меньше
номинального напряжения, т. е.

Ге = ^“- = ?|2=55 в.
“КОН **

2.	Общий коэффициент усиления относительных изменений
^кон — 1 _4—1 _ 0

4 АТ ~ 0,1

^нач

3.	Общий коэффициент усиления абсолютных величин

Д7	к к

= я ~ = 30 ~ = 330.,

С/1.	о
4.	Э. а. с. ЭМУ второго каскада усиления от действия обмотки 3 (рас-
считывается из условия допустимой тепловой нагрузки обмотки 3).

Беря коэффициент тепловой нагрузки обмотки у = 5, напишем

7792Кз = ТЦ-н = 5 • 220 = 1100 в

(17ун — номинальное напряжение усилителя У2).

5.	Коэффициент усиления У2 от действия обмотки 3

к _^ун_1100_5

<3 _ ^92 “ 220 - •

В данном случае принимается, что цепь обмотки 3 подключена на напряже-
ние = Чс = 220 в.

6.	Э. д. с. У2 в начале намотки

474 = ГЭЗ —Гв = 220 — 55= 165 в. _

7.	Э. д .с. У2 от действия обмотки 2

,	Щ = ^92^3 — ^4 = 1100 — 165 = ,935 в.

8.	Коэффициент усиления относительных изменений, соответствующий
эталонному напряжению 67э1 (10-121):

_ гдас, _5-ззо _

91 Г; 935 ~ ,76‘

9.	Коэффициент усиления относительных изменений, соответствующий
эталонному напряжению 17э2 (10-122):

„	_935_.„„

9г ~ ЦТ ~ 165 ~5'66-

10.	Коэффициент усиления относительных изменений, соответствующий
эталонному напряжению 1УЭЗ (10-123):

Г4 165	_

9з=64= 55 =3-

11.	Коэффициенты усиления каскадов выбираются примерно одинаковыми.
Берем К1 = 20; К2 = 16,5.

12.	Эталонное напряжение Ы31 (10-118)

_Г1К1/<2-^_ 5-330 - 935 _
1/91 “ Лз “	163	~ ’

На рис. 10-23 изображена принципиальная схема токового ста-
тического регулятора натяжения. Обмотка возбуждения генера-
тора моталки ГМ получает питание от У/, который имеет три об-
мотки: обмотку гибкой обратной связи //, подключенную к выходу
динамического моста; задающую обмотку и в то же время обмотку
обратной связи по напряжению генератора 12, подключенную на
разность напряжений (эталонного — задающего напряжения, из-
меняющегося в переходных процессах по прямолинейному закону
и напряжения генератора); обмотку толчковой работы 13.

Обмотка возбуждения двигателя моталки ОВД получает питание
от разности напряжений: эталонного напряжения (напряжения
оперативной цепи) и напряжения усилителя УЗ второго каскада
усиления. Усилитель УЗ имеет четыре обмотки возбуждения:
обмотку отрицательной связи 34, подключенную на напряжение УЗ;
обмотку ограничения нижнего предела тока возбуждения двига-
теля при обрыве полосы 33; обмотку 32, подключенную на напря-
жение сети (на эталонное напряжение 11э2); обмотку управления 31,
подключенную на разность напряжений (эталонного напряжения
Бл, снимаемого с потенциометра ПС1, и напряжения усилителя
первого каскада усиления У4).

Рис. 10-23. Принципиальная схема токового статического регулятора напря-
жения

Усилитель У4 имеет три обмотки: обмотку отрицательной обрат-
ной связи 42; токовую обмотку 41 и обмотку компенсации динами-
ческой составляющей тока 43.

В цепь обратной связи по напряжению генератора (цепь обмотки
12) включен усилитель У2 (корректор), имеющий две-обмотки:
обмотку обратной связи 22 и обмотку управления 21, подключен-
ную на напряжение усилителя УЗ.

Начнем рассмотрение работы электропривода моталки с момента
переключения стана на рабочую скорость. В этом случае контакты
ВР и БЛ замкнуты и в цепь обратной связи по напряжению генера-
тора (обмотка 12 усилителя У1) от шин эталонного напряжения
374
подается напряжение, изменяющееся по прямолинейному закону
^7ЭГ. Под влиянием разности напряжений — эталонного б/эт и на-
пряжения генератора моталки 11гм — увеличивается напряжение
У/ и напряжение генератора. При этом происходит разгон двига-
теля моталки совместно со станом. В конце разгона, после останова
траверсы главного плоского контроллера (на рис. 10-23 он не ука-
зан), прекращается рост эталонного напряжения и скорость, враще-
ния двигателя достигает наибольшего значения (поле ослаблено),
соответствующего началу намотки полосы.

При намотке полосы ток двигателя стремится увеличиться. Это
приводит к увеличению э. д. с. У4 за счет действия НС обмотки 41,
подключенной на напряжение, пропорциональное току якоря дви-
гателя. С ростом э. д. с. У4 растет и ток обмотки 31 усилителя УЗ,
в результате чего э. д. с. УЗ уменьшается, а разность напряжений
(^Лз — Ц-з) увеличивается, что вызывает увеличение тока возбуж-
дения и, как следствие, снижение скорости вращения двигателя.

В рассматриваемой схеме натяжение «покоя», т. е. натяжение
полосы между клетью и моталкой при остановленном стане, дости-
гается с помощью усилителя У2, включенного в цепь обмотки уп-
равления 12 усилителя У1. Обмотка управления 21 усилителя У2
в этом случае получает питание от усилителя УЗ. По тем или иным
причинам может возникнуть необходимость остановить стан до
конца прокатки полосы. Важно, чтобы при таком вынужденном
останове натяжение «покоя» сохранялось прежним по величине,
т. е. чтобы оно не зависело от диаметра намотанного рулона. При
остановленном стане э. д. с. генератора и ток двигателя опреде-
ляются напряжением усилителя У2 (эталонное напряжение на ши-
нах в этом случае равно нулю). Поэтому для режима «покоя» дей-
ствительны следующие исходные уравнения:

яг.пок = (^узК21 - ^г.Пок) К12КГ;	(10-125)

Цз = - (/пок^ооК„ - с/э1) Кзх + ад32;	(10-126)

Ег.тк = 7пок7?о;	(Ю-127)

^г.пок =-^г.пок ^пок^О-	(10-128)

Здесь К21 — коэффициент усиления усилителя У У от дей-
ствия обмотки 21;

К12 — то же усилителя У1 от действия обмотки 12;

К41 — то же усилителя У4 от действия обмотки 41;

7<31; Кз2 — то же усилителя УЗ от действия соответственно
обмоток 31 и 32;

 Кг — то же генератора;

Иэ1; НЭ2 — эталонные напряжения;

о = ~; гс — сопротивление компенсационной обмотки и до-
полнительных полюсов;
/?о — полное сопротивление силовой цепи;

% =	; гяг — сопротивление якоря генератора.

Ко

Производя соответствующие преобразования в приведенных
уравнениях, получим

^пок^о-	1 + (1-Х)^2хг ’

ОЛмЛв! п-----тг тг тг---

Л12*\21ДГ

^У8 = (^эЛз1 + ^82^32)	+ [1 + (Ь- М ^12/Сг]  (1043°)

Из уравнений (10-129) и (10-130) видно, что при «покое» ток
двигателя и э. д. с. усилителя УЗ, а следовательно, и поток двига-
теля не зависят от диаметра рулона.

Так как при «покое» ток и поток двигателя остаются неизмен-
ными при разных диаметрах рулона, то сохраняется неизменным
и момент натяжения. При неизменном же моменте, как видно из
(10-86), натяжение покоя меняется обратно пропорционально
диаметру рулона. Таким образом, в системе регулирования со ста-
тическим регулятором тока натяжение «покоя» снижается с увели-
чением диаметра намотанного рулона. В связи с этим требуется
каждый раз дополнительная регулировка для установления соот-
ветствия между диаметром рулона и потоком двигателя согласно
условию (10-102) с целью получения заданного натяжения «покоя»
при другом диаметре рулона, что вызывает большое неудобство при
управлении станом.

При разгоне моталки ток якоря двигателя

/ = Лат + ЛИн, '	(10-131)

а при торможении разности

/ = Лат “/дин.	(10-132)

Регулятор тока, настроенный на величину тока /нат, стремится
и в переходном режиме поддерживать общий ток двигателя на этом
уровне. В результате этого ток натяжения при разгоне моталки
уменьшится, а"при замедлении увеличится, что приведет к соответ-
ствующему изменению натяжения в этих режимах. Для сохранения
постоянства натяжения в переходных процессах необходимо при
разгоне моталки увеличивать уставку регулятора тока, а при за-
медлении уменьшать на величину, равную динамической состав-
ляющей тока. Узел компенсации динамической составляющей тока
в схеме статического регулятора тока работает следующим образом.
При разгоне моталки замыкается контакт РСУ и цепь обмотки 43
усилителя У4 получает напряжение такой полярности, при которой
НС этой обмотки действует встречно НС токовой обмотки 41, ком-
пенсируя тем действие обмотки 41 по динамической составляющей
тока. При торможении замыкается контакт РСЗ, и цепь обмотки 43
376
усилителя ЭМУ4 получает напряжение противоположной поляр-
ности, при которой НС этой обмотки действует согласно с НС токо-
вой обмотки 41. В конце процесса разгона (торможения) размыкается
контакт РСУ (РСЗ) и с обмотки 43 снимается напряжение.

Для получения изменения тока обмотки компенсации аналогично
изменению динамической составляющей тока в цепь обмотки вклю-
чают дроссель Др, который должен иммитировать действие инерции
привода моталки.

Разгон моталки совместно со станом может потребоваться не
только в начале намотки полосы, когда барабан пустой, скорость
наибольшая, поле максимально ослаблено, но ив промежутке
между началом и, концом намотки после вынужденного останова
стана. Разгон же моталки с другим диаметром рулона и другой
степенью ослабления поля двигателя будет происходить при другой
величине динамического тока.

Рассмотрим процесс разгона двигателя моталки при произволь-
ном диаметре намотанного рулона.

Динамический момент двигателя может быть представлен в виде
двух слагающих:

Мдин = Л^дин! + МдИн2,	(10-133)

где Л4ДНН = (7ДВ + /мех) ~ момент, необходимый для разгона
маховых масс механизма и двига-
теля;

Л4Д[1Н = /р^г— момент, необходимый для разгона
маховых масс рулона;

/дв; /мех; /р — моменты инерции соответственно
двигателя, механизма и рулона,
кГ -м2.

Так как процесс разгона и торможения двигателя моталки уп-
равляются с помощью плоского контроллера, выходное напряжение
которого изменяется по прямолинейному закону, то приближенно

=	(10-134)

иг ср	и

где юкон — скорость вращения двигателя при полном поле, соот-
ветствующая диаметру полного бунта;

И — —- 3 —П*™

. Вб ’ кон Вб

I); Об — диаметр рулона и диаметр голого барабана;

/0 — время процесса, задаваемое временем перемещения тра-
версы плоского контроллера.

Обозначив /дв +/мех =/дн> напишем

Л4дИН = /дН-^-^.	(Ю-136)

<•0 и
Учитывая, что —, из (10-135) получим

<0 Фн Окон «кон	’

б/2

(ю-136)

Здесь 1ДИН1 =	— относительная величина динамического тока;

Л{

Мн— номинальный момент двигателя, нм\

Окон — полный диаметр рулона.

Момент инерции рулона

Л,=4?(^4 —Яб) кГ-л2.	(10-137)

г	0^

Здесь В — ширина рулона, м;

у — удельный вес стали, равный 76 600 н/м5.

После соответствующих преобразований в (10-137) получим

, ЯУЙД^оЛо„ а4-1
1дин2 —	327Ц / /а	^2

ним

(10-138)

Суммарный динамический ток в относительных единицах

хДин = С1^ + ^,	(10-139)

где

_ пуВГ^|онйкон .

1	327ЗД	’

С — I ^КОК^КОН

2 дм Л4Л

ЯуВД^коНМкон

-32МЛ<-

На рис. 10-24 по уравнению (10-139) построены три характерные
кривые 1дин = / (й) при разных значениях коэффициентов Сг
и С2.

В первом случае (минимум кривой до рабочей зоны) с увеличе-
нием диаметра рулона, при котором производится разгон моталки
после вынужденной остановки, динамический ток растет; во втором
(минимум кривой после рабочей зоны) — уменьшается; в третьем —
вначале падает, а затем растет. Во всех этих трех возможных слу-
чаях наибольшее значение динамического тока имеется или в конце,
или в начале намотки.

Вследствие того, что при разгоне моталки с разным диаметром
рулона динамический ток имеет разное значение, узел компенса-
ции динамического тока с постоянной уставкой, как это имеет
место в рассматриваемой системе, не может обеспечить полную
компенсацию динамического тока, что неизбежно вызовет измене-
ние натяжения полосы при разгоне с произвольным диаметром ру-
лона.

При обрыве полосы во время намотки ток двигателя резко сни-
зится до величины тока холостого хода. В этом случае э. д. с. уси-
лителя У4 упадет до нуля, уменьшится до нуля НС обмотки 31
и э. д. с. усилителя УЗ за счет действия обмотки 32 сильно увели-

чится, что приведет к недопустимому снижению тока возбуждения
двигателя. С целью ограничения такого снижения используется
обмотка 33. Если при снижении тока возбуждения 77нд станет меньше

7/ср (см. рис. 10-23), то по
обмотке 33 потечет ток и

НС этой обмотки, действую-
щая встречно НС обмотки
32; будет препятствовать
дальнейшему уменьшению
тока возбуждения.

Толчковая работа имеет
место при замыкании кон-
тактов ТВ (в направлении
«Вперед») или контактов
ТН (в направлении «На-
зад») в цепи обмотки/3уси-
лителя ЭМУ (рис. 10-23).
При толчковой работе кон-
такты ВР и БЛ разомкну-
ты, отключены регулятор
натяжения и эталонное на-
пряжение. Для снижения
действия обратной связи по

Рис. 10-24. Кривые динамического тока
при разгоне стана, построенные по урав-
нению (10-19)

напряжению генератора при толч-

ковой работе в цепь этой связи включается дополнительное со-
противление 7?дг.

К недостаткам систем с токовым статическим регулятором сле-
дует отнести:

а)	наличие статизма, вызывающего разницу натяжений в начале
и в конце намотки;

б)	«опрокидывание» регулятора при малых напряжениях на
якоре двигателя, когда отсутствует влияние потока двигателя на
величину тока якоря;

в)	отсутствие соответствия между потоком двигателя и диамет-
ром рулона в режиме «покоя», что приводит к изменению натяжения
«покоя» при разных диаметрах рулона;

г)	отсутствие возможности менять уставку узла компенсации
динамической составляющей тока, в результате чего при разгоне
двигателя с разным диаметром рулона натяжение полосы не остается
постоянным по величине,
Системы регулирования с замером
тока и э. д. с. двигателя (астатические регуляторы тока)

В таких системах производится одновременно регулирование
двух величин: тока двигателя моталки с воздействием на напряже-
ние генератора — регулятор тока и э. д. с. двигателя с воздействием
на поток двигателя — регулятор э. д. с.

На рис. 10-25 изображена принципиальная схема такой системы
регулирования [Л-54]. В этой схеме обмотка возбуждения генера-
тора ГМ питается от усилителя У1, а обмотка возбуждения У1 — от
магнитного усилителя 1МУ. Усилитель 1МУ имеет пять обмоток:
1) обмотку «покоя» 11, используемую также и при толчковом ре-
жиме; 2) обмотку компенсации динамической составляющей тока 72;
3) обмотку ограничения скорости при обрыве полосы 73; 4) токовую
обмотку 74; 5) задающую обмотку 75, подключенную на напряже-
ние тахогенератора Двигателя последней клети ТГК.

Обмотка ограничения скорости при обрыве полосы 73 получает
питание от усилителя ЗМУ, имеющего четыре обмотки: обмотку
скорости 37, подключенную на напряжение тахогенератора двига-
теля последней клети ТГК', токовую обмотку 32; обмотку напряже-
ния 33 и обмотку смещения 34. Направление действия этих обмоток
показаны на статической характеристике ЗМУ, изображенной на
том же рис. 10-25.

Обмотка возбуждения двигателя моталки ОВД получает питание
от разности напряжений: напряжения оперативной цепи и напря-
жения У2. Усилитель У2 имеет две обмотки: обмотку управления 27
и обмотку отрицательной обратной связи 22. Обмотка управления 27
получает питание от разности напряжений: напряжения 77вд, про-
порционального току возбуждения двигателя, и напряжения срав-
нения 77ср, снимаемого с потенциометра и регулируемого с помощью
секции плоского контроллера ЗСПК-1. Траверса контроллера
ЗСПК перемещается серводвигателем СД, который управляется
усилителем 4МУ. Усилитель 4МУ имеет четыре обмотки: 1) обмотку
скорости 41, 2) токовую обмотку 42, 3) обмотку напряжения 43 и
4) обмотку смещения 44. Направление действия этих обмоток пока-
заны на статической характеристике усилителя 4МУ.

В процессе намотки увеличивается диаметр рулона, в связи
с этим скорость наматывания полосы стремится повыситься, что
в свою очередь приводит к увеличению натяжения и тока двига-
теля. С увеличением тока двигателя возрастает ток обмотки 14
усилителя 1МУ, вызывающий снижение э. д. с. генератора, э. д. с.
двигателя и ограничение роста тока двигателя. Разность намагни-
чивающих сил обмотки напряжения 43 и токовой обмотки 42 уси-
лителя 4МУ выбирается так, чтобы она была пропорциональна
э. д. с. двигателя. Эта разность НС сравнивается с НС обмотки ско-
рости 41, подключенной на напряжение тахогенератора двигателя
последней клети. При равенстве сравниваемых величин НС напря-
380
Рис. 10-25. Принципиаль-
ная схема остатического
регулятора натяжения
жение выхода усилителя 4МУ равно нулю и серводвигатель с тра-
версой плоского контроллера ЗСПК неподвижен.

Снижение э. д. с. двигателя в процессе намотки вызывает раз-
баланс НС усилителя 4МУ, что приводит к появлению напряжения
на выходе усилителя 4МУ, при этом серводвигатель поворачивается
и перемещает траверсу ЗСПК влево.

Траверса плоского контроллера ЗСПК в начале намотки нахо-
дится в крайнем правом положении (в положении «слабое поле»).
При перемещении траверсы ЗСПК в процессе намотки напряжение
6/ср увеличивается, э. д. с. У2 указанной полярности уменьшается,
в результате чего увеличивается ток возбуждения двигателя. Это
влечет за собой снижение тока двигателя, повышение его э. д. с.,
снижение результирующей НС, равной Рск + Рт — Р„, напряже-
ния усилителя 4МУ, что приводит к останову серводвигателя СД
и траверсы ЗСПК. Перемещение траверсы ЗСПК начинается тогда,
когда рассогласование э. д. с. двигателя достигает такой величины,
при которой нагрузочный ток усилителя 4МУ превзойдет ток тро-
гания серводвигателя и будет продолжаться до тех пор, пока не
ликвидируется возникшее рассогласование э. д. с. Так как в системе
регулирования э. д. с. имеется серводвигатель, представляющий
собой интегрирующее звено, то эта система является астати-
ческой.

В конце прокатки стан переводится на заправочную скорость,
при которой непрокатанный конец пропускается через стан. При
выходе заднего конца полосы из последней клети, рулон связывается
и снимается с барабана моталки с помощью снимателя рулонов.
В момент снятия рулона путевой выключатель снимателя размы-
кает цепь контактора ПП и замыкает цепь контактора Б. В резуль-
тате этого двигатель СД отключается от усилителя 4МУ и подклю-
чается с помощью контактов Б через потенциометр на напряжение
сети, и двигатель СД перемещает траверсу слева направо в исход-
ное положение.

При обрыве полосы между последней клетью и моталкой ток об-
мотки 14 усилителя 1МУ резко снизится, вследствие этого э. д. с.
генератора соответственно повысится, что приведет к чрезмерному
увеличению скорости вращения двигателя. Для ограничения этой
скорости предусматривается применение обмотки 13 усилителя
1МУ, которая при обрыве полосы или при отсутствии полосы между
последней клетью и моталкой должна заменить обмотку 14. Обмотка
13 в нормальном режиме намотки бездействует, благодаря наличию
в ней вентиля В1. Этому случаю соответствует полярность усили-
теля ЗМУ, указанная на схеме, и точка а характеристики ЗМУ.
При обрыве полосы или при отсутствии ее НС токовой обмотки 32
усилителя ЗМУ — Рт уменьшается почти до нуля. Это приводит
к тому, что напряжение усилителя ЗМУ меняет полярность (точка б
характеристики усилителя) и появившийся ток в обмотке 13 обра-
зует НС, компенсирующую снижение НС обмотки 14.
Пуск же двигателя моталки после остановки стана в процессе
прокатки с измененным диаметром рулона и другой степенью ослаб-
ления поля двигателя будет происходить при другой величине ди-
намического тока. Поэтому для точной компенсации динамического
тока при возможном пуске двигателя моталки с разным диаметром
рулона необходимо, чтобы менялась соответственно и уставка
действия узла компенсации динамического тока. Для этой цели
в цепь обмотки 12 включена вторая секция плоского контроллера
ЗСПК, с помощью которой меняется сопротивление цепи обмотки 12
в соответствии с изменением диаметра рулона. В этом случае со-
противление цепи обмотки 12 в зависимости от диаметра рулона
должно меняться так, чтобы НС этой обмотки была пропорциональна
динамической составляющей тока. При расчете сопротивлений этой
секции ЗСПК следует воспользоваться уравнением (10-139). В ре-
жиме «покоя» контакты ТВ и ТН в цепи обмотки 11 усилителя 1МУ
разомкнуты, а контакты БЛ замкнуты. В этом случае э. д. с. гене-
ратора ГМ определяется действием двух обмоток усилителя 1МУ:
обмотки 11 и обмотки 14, т. е.

Д.пок ’ 1цОкКо (^11/^11 в КокКОК^КВКГ,
откуда
т _ КхКиКкКг
пок а +	.

Здесь Кв — коэффициент усиления возбудителя У Г,
Кц — то же усилителя 1МУ от действия обмотки

Из (10-141) следует, что величина тока «покоя» /пок не зависит
от диаметра рулона и определяется при выбранных параметрах
системы лишь напряжением {7и.

Благодаря наличию секции плоского контроллера ЗСПК-1,
при остановленном двигателе его магнитный поток будет иметь зна-
чение (10-102):

Фпок = Фнач Й,	(10-142)

‘-'о

т. е. существует соответствие между потоком двигателя и диаметром
рулона не только в режиме намотки, но и при «покое», что важно
для получения постоянного значения натяжения «покоя» при любых
диаметрах рулона.

Достоинствами системы с астатическим регулятором являются:

1.	Отсутствует статическая погрешность регулятора, в резуль-
тате чего натяжение за время намотки меняется очень мало.

2.	Существующее соотношение между потоком двигателя и диа-
метром рулона при остановленном двигателе моталки приводит к
получению постоянного значения натяжения «покоя» при любых
диаметрах рулона.

3.	Узел компенсации динамической составляющей тока имеет
переменную уставку, меняющуюся в соответствии с изменением
диаметра рулона, что обеспечивает полную компенсацию динами-

(10-140)

(10-141)

14.
ческого тока при разгоне и замедлении с произвольным диаметром
рулона.

Благодаря указанным достоинствам система с астатическим ре-
гулятором в настоящее время почти полностью вытеснила систему
с токовым статическим регулятором.

Системы регулирования натяжения при размотке рулона

В процессе размотки полоса идет от разматывателя к валкам
стана. В этом случае барабан с рулоном и двигатель разматывателя
вращаются рабочими валками через полосу. Если двигатель разма-
тывателя отключен, то натяжение полосы будет примерно равно
нулю. Натяжение полосы создается торможением двигателя разма-
тывателя, т. е. двигатель должен работать в генераторном режиме.

При этом для силовой цепи действительно равенство

/СеФи = Ег + 1К0.

С целью сохранения неизменным натяжения при размотке, так
же как И при намотке, должно соблюдать условие постоянства тока
и э. д. с. двигателя, т. е. чтобы произведение потока на скорость
Ф<в сохранялось неизменным. В начале размотки диаметр рулона
имеет наибольшее значение, а скорость вращения барабана — наи-
меньшее. С уменьшением диаметра рулона скорость вращения
двигателя должна увеличиваться за счет ослабления его поля.

Система регулирования натяжения при размотке не отличается
конструктивно от системы регулирования натяжением при намотке.
Различие лишь в том, что поток двигателя разматывателя в начале
размотки имеет наибольшее значение, а в процессе размотки он,
в результате действия системы регулирования, уменьшается. В си-
стеме астатического регулятора (рис. 10-25) траверса плоского кон-
троллера ЗСПК в начале размотки стоит в крайнем левом положении,
чем устанавливается полное поле двигателя.

В процессе размотки уменьшается диаметр рулона, а скорость
вращения барабана разматывателя, э. д. с. и ток двигателя увели-
чиваются. С увеличением тока двигателя увеличивается НС обмотки
14 усилителя 1МУ и э. д. с. генератора, что приводит к ограниче-
нию тока якоря двигателя. Одновременно с увеличением э. д. с.
двигателя увеличится и сумма НС обмотки напряжения 43 и токовой
обмотки 42 усилителя 4МУ, пропорциональная э. д. с. двигателя.
Появившееся рассогласование НС обмоток усилителя 4МУ обра-
зует на выходе его напряжение, в результате чего серводвигатель
начнет поворачиваться, перемещая траверсу плоского контроллера
ЗСПК слева направо. При этом ток возбуждения двигателя разма-
тывателя станет уменьшаться, вызывая уменьшение э. д. с. двига-
теля. И в данном случае перемещение траверсы ЗСПК начинается
с того момента времени, когда рассогласование э. д. с. двигателя
достигает величины, при которой ток цепи серводвигателя превзой-
384
дет ток его трогания и будет продолжаться до тех пор, пока не лик-
видируется возникшее рассогласование.

Для установления натяжения «покоя» потребное значение
э. д. с. генератора создается действием той же обмотки 11.

На рис. 10-25 направления действия НС обмоток указаны для
привода моталки сплошными стрелками, а для привода разматыва-
теля — пунктирными.

§ 10-7. Электропривод реверсивных станов
холодной прокатки

Процесс прокатки полосы на реверсивном стане осуществляется
следующим образом. Поданный к стану рулон устанавливается в
разматыватель, затем конец полосы пропускается через валки и
заправляется в моталку. После этого устанавливается потребная
величина натяжения и обжатия и стан разгоняется до полной ско-
рости. Когда на разматывателе останется несколько витков, стан
останавливается, конец из' разматывателя закрепляется в моталку,
стоящую с задней (входной) стороны стана, устанавливается по-
требная величина натяжения и обжатия и стан разгоняется в про-
тивоположном направлении.

Моталки в зависимости от направления работают поочередно
то в режиме намотки, то в режиме размотки.

Требования к электроприводу

К электроприводу реверсивных станов холодной прокатки предъ-
являются следующие требования:

1)	постоянство натяжения полосы как с входной, так и с выход-
ной стороны стана;

2)	широкий диапазон регулирования скорости двигателя клети.
Максимальная скорость современных реверсивных широкополост-
ных станов холодной прокатки 10—12 м/сек, а заправочная скорость
0,5—1,0 м/сек. Следовательно, диапазон регулирования составляет
порядка 10—25;

3)	широкий диапазон изменения натяжений;

4)	реверсирование двигателей клетей и моталок;

5)	работа каждой моталки то в режиме намотки, то в режиме
размотки;

6)	малое время протекания переходных процессов;

7)	сохранение натяжения при остановке стана;

8)	совместная и раздельная работа двигателей;

9)	толчковая работа клети и моталок.

Схема питания двигателей реверсивного
стана холодной прокатки

Обычно у современных реверсивных станов питание двигателей
моталок и клети производится от индивидуальных генераторов.

На рис. 10-26 представлена принципиальная схема питания дви-

13 в. п. Бычков	385
гателей клети и моталок реверсивного стана от индивидуальных ге-
нераторов с указанием основных цепей возбуждения генераторов.

В такой схеме обмотки возбуждения генераторов двигателей
клети и моталок получают питание от магнитных усилителей. Маг-
нитные усилители генераторов двигателей моталок МУЛ и МУП
имеют по три обмотки управления: задающую обмотку 1Л (1П),
подключенную к напряжению тахогенератора двигателя клети
ТГ; регулирующую токовую обмотку 2Л (2П), подключенную

Рис. 10-26. Принципиальная схема питания двигателей клетей и моталок
реверсивного стана холодной прокатки от индивидуальных генераторов

к сопротивлению в силовой цепи двигателя моталки; обмотку натя-
жения ЗЛ (ЗП), с помощью которой задается величина натяжения
в режиме намотки (размотки) и в режиме «покоя». Обмотка натя-
жения ЗЛ (ЗП) и токовая 2Л (2П) во всех режимах действуют встреч-
но друг другу. Задающая обмотка 1Л (1П) в режиме намотки дей-
ствует согласно с обмоткой ЗЛ (ЗП), а в режиме размотки — встреч-
но. В режиме «покоя» НС задающей обмотки равна нулю. Действие
обмотки натяжения ЗЛ (ЗП) направлено в сторону наматывания по-
лосы на моталку.

Магнитный усилитель генератора двигателя клети МУК. имеет
две обмотки: задающую 1К и отрицательную обратной связи по
напряжению 2К. Задающая обмотка 1К присоединяется к задаю-
щему напряжению с помощью контактов 1ЛП (при левой прокатке)
и контактов 1ПП (при правой прокатке). Если контакты 1ЛП и
1ПП разомкнуты, то напряжение генератора ГК равно нулю и
386
двигатель ДК неподвижен. При этом натяжение «покоя» опреде-
ляется действием обмоток 2Л, ЗЛ (2/7, 577), т. е.

(ЗДз - о/пок/?оКг) Яг = Ег, пок,	(10-143)

откуда

/пок = (1 + а/с’/Сг) /?„ •	(Ю-144)

ЗДесь 7/3 — напряжение, регулирующее натяжение полосы;

/С2; А"3 — коэффициенты усиления магнитных усилителей от
действия соответственно обмоток 2Л и ЗЛ (2П и
5/7);

Кг — коэффициент усиления генератора ГЛ (ГП);

Как видно из (10-144), требуемое значение тока «покоя» может
быть установлено с помощью реостатов натяжения левой РНЛ и
правой РНП моталок.

При замкнутых контактах 1ЛП полярность напряжения генера-
тора ГК и вращение двигателя клети ДК соответствуют левой про-
катке. В этом случае для электропривода левой моталки действи-
тельно равенство

(7/3К3 - а//?0К2 + НМ КГ = ЕЛП + 1ДО.	(10-145)

Двигатель правой, разматывающей моталки при этом работает
в генераторном режиме. С переходом от процесса намотки к про-
цессу размотки меняются полярности э. д. с. генератора и э. д. с.
двигателя, но так как э. д. с. двигателя становится больше э. д. с.
генератора, то направление тока цепи генератор — двигатель со-
храняется неизменным.

Таким образом, для электропривода правой, разматывающей,
моталки можем написать

(и3к9-о1к0к2-имкг = -ддв + //?0.	(ю-146)

Если в уравнениях (10-145) и (10-146) принять, что

и^К'^Е^	(10-147)

то ток двигателя, как видно из этих уравнений, установленный
в режиме «покоя», будет сохраняться неизменным и в режимах
намотки и размотки.

При условии (10-147) разность НС обмоток 2Л, ЗЛ (2П, ЗП) со-
здают величину тока двигателя, а НС обмотки 1Л (1П) — величину
и направление э. д. с. двигателя.

На рис. 10-26 сплошные стрелки соответствуют левой прокатке,
а пунктирные — правой.
Возможный диапазон натяжений

Станы холодной прокатки обычно предназначаются для произ-
водства широкого сортамента листа по ширине и толщине, т. е.
листа различного сечения. Так как величина натяжения зависит от
сечения полосы, то электропривод должен обеспечить получение
натяжений в широком диапазоне. Так, например, на некоторых
т
реверсивных станах требуемый диапазон натяжений доходит
•« мин
до 20, а на фальгопрокатных станах — до 50 и выше.

В системах косвенного регулирования натяжения, построенных
на принципе сохранения постоянства мощности, получение таких
широких диапазонов натяжения представляет значительные труд-
ности. Дело в том, что в указанных системах производится поддер-
жание постоянства не мощности натяжения, а потребляемой элек-
тромагнитной мощности двигателя, т. е. системы косвенного регу-
лирования не учитывают потери в редукторе и двигателе.

Если бы при намотке потери оставались неизменными, то при
постоянстве потребляемой мощности сохранилась бы неизменной и
величина натяжения. Однако в процессе намотки происходит не-
прерывное изменение скорости вращения двигателя и его момента,
что связано с изменением потерь. При прокатке с большим натяже-
нием двигатель моталки потребляет мощность, близкую к номи-
нальной, и изменение потерь, относительно малых по величине, не
оказывает существенного влияния .на работу системы регулирова-
ния. При прокатке с малым натяжением двигатель моталки потреб-
ляет соответственно малую мощность, поэтому изменение потерь,
относительно больших по величине, может вызвать значительное
изменение натяжения в процессе намотки. Это обстоятельство огра-
ничивает возможный диапазон натяжений для систем косвенного
регулирования.

В практике проектирования электроприводов реверсивных ста-
нов холодной прокатки возможным диапазоном натяжений в си-
стемах косвенного регулирования при одном двигателе моталки
принято считать

^макс _ д_$

? мин

В этом случае, как показывают расчеты, изменение натяжения
в процессе намотки колеблется в пределах 5—15%.

В случае, когда система косвенного регулирования применяется
на стадах, которые требуют более широкого диапазона натяжений,
необходимо применять для моталки два приводных двигателя:
один двигатель большой мощности, другой — малой мощности. При
прокатке с большими натяжениями моталка приводится во враще-
ние от двигателя большой мощности, а при прокатке полосы с малым
натяжением двигатель большой мощности отсоединяется от редук-
тора при помощи муфты и моталка приводится во вращение от дви-
гателя малой мощности.
Выбор двигателя моталки

При выборе двигателя моталки необходимо в
иметь следующие исходные данные:

первую очередь

Диапазон рабочих натяжений, н. . .
Диапазон скоростей прокатки, м/сек
Диаметр, барабана, м............

Максимальный диаметр рулона, м .
Момент инерции механизма, кГ • м? .
Диапазон обжатий ...............

Т

1 макет

Т

1 мии

^макс» ^мип
Об
Окон

®макс» ®мип

Обычно при расчете пользуются следующим порядком:

1.	Мощность намотки

Л,ан =	квт-	(10-148)

2.	Мощность двигателя

Р^=Рт-мквт,	(10-149)

Чред

где Пред — к. п. д. редуктора.

3.	Диапазон регулирования скорости вращения двигателя по-
лем

шн

Здесь К3 = 1,1—1,15 — коэффициент запаса, учитывающий увели-
чение диапазона скоростей в связи с возможностью переточки вал-
ков, изменением опережения и некоторым запасом по рулону:
Ко =  ---йвй— коэффициент, учитывающий увеличение диа-

1	®макс

пазона скоростей за счет разницы в обжатиях металла. Необходи-
мость учета этой разницы связана с тем, что увеличение обжатия
приводит к уменьшению скорости входа полосы в стан, что должно
компенсироваться за счет поля двигателя моталки при разматыва-

НИИ.

4.	Передаточное число редуктора моталки выбирается с некото-
рым запасом

. _________Дбюмакс________

м (1,03-5-1,05) 2-«маис

(10-151)

5.	Проверка двигателя по перегрузочной способности. Для
этой цели следует воспользоваться уравнением (10-139). Проверка
производится для двух значений й: й = 1; (1 — При этом
необходимо, чтобы соблюдалось неравенство

1 1дин»

где Л — перегрузочная способность двигателя.
Пример 10-5.

Выбрать двигатель для моталки при следующих исходных данных:

Диапазон рабочих натяжений . . . Тмакс = 29500 н
Т’мнн = 11300 н

Диапазон скоростей прокатки . . . цмакс = 10 м/сек
ц„иН = 5 м/сек

Диаметр барабана моталки......	= 0,5 м

Максимальный диаметр рулона . . . Окон = 1,5 м

Момент инерции механизма......	/ = 245 кГ -м2

Диапазон обжатий................ Еиакс	= 0,35

®мин = 0,18

Время разгона стана............. 10	= 8 сек

Решение.

1.	Мощность намотки

р _____ Т'макс^макс

иаи 1000

29500-10

—1000- = 295 квт-

2.	Мощность двигателя

)	__'нам

ДВ Пред

795

096=307 квт-

Здесь т]ред взято равным 0,96.

3.	Диапазон регулирования скорости вращения двигателя полем

л ____®макс_____Оков р-р- Окон 1 8ИИН 1,5 . ._ 1	0,18__ .

“кон —	---р:— Аз*'о —	— Аз 5----------ас. *•10 ,-гГок —

1 Емакс	1	0,35

Здесь К3= 1,15.

Выбираем два двигателя Рном — 2x150 кет-, 350/1500 об/мин-, 440 в;
/дв = 2x28=54 кГ-м2-, Мк = 2 x 4100=8200 н-м; перегрузочная способ-
ность % = 2,5.

4.	Передаточное число редуктора

I ___ Об^маке _____ 0,5 • 157 __о тд

м 1,05 - 2 • ®накс ~ 1,05 • 2 • 10 “ ’

5.	Приведенный момент инерции механизма

7	— Л<ех1 — 245 — <75 ,.г . „а

•'мех— р —3742 — 17,о л» м .

6.	Полный момент инерции

Лш = Лв + Лвех = 54 + 17,5 = 71,5 кГ-Л»

7.	Коэффициенты Сд и С2 уравнения (10-139)

с _ луВРб<7кон®ясй 3,14 • 76600 • 0,4 • 0,5* • 4,352 - 36,6

1	32-Л4не0/;	~	32 • 8200 • 8 • 3,742	’

, г “конской
аГ‘/дн‘ лу0

г . , 36,6 • 4,352	.	,

— 71,5 8200 _ 8	0,014 — 0,741,

8.	Динамический ток при Л = 1

'динх^Сдй2 + ^2= 0,014 + 0,741 = 0,755.
9.	Динамический ток при Л == <2К0Н = 4,35

‘дин.к = С^кок + ^ = 0,014.4,35* +	= 0,304.

“кон	’

Таким образом,

Х> 1 4-0,755.

Следовательно, выбранные двигатели проходят по перегрузке.

§ 10-8. Автоматическое регулирование толщины
полосы на непрерывных станах холодной
прокатки

Особенности регулирования толщины полосы

Качество холоднокатаного листа в значительной степени опре-
деляется равномерностью толщины его как по ширине, так и по
длине.

Толщина прокатанного на стане листа зависит от ряда факторов:
скорости прокатки, разнотолщинности (и различной твердости по

Рис. 10-27. Регулирования толщины полосы непрерывного ста-
на холодной прокатки с воздействием на нажимные винты пер-
вой клети и на скорость вращения валков последней клети:

ДВ — двигателя валков; 'ДК — двигателя клетей; ДР — двигатель разма-
тывателя; ДМ — двигатель моталки; 1М, 2М — микрометры; 1—5 — клети

длине подката (металла, поступающего на стан), режима смазки,
температуры рабочих и опорных валков, натяжения полосы и т. д.

Даже самое строгое выполнение технологии не обеспечивает
удовлетворения возросших требований к качеству холоднокатаного
листа, если не принять соответствующих мер по регулированию
толщины. Поэтому все современные станы холодной прокатки снаб-
жаются системами автоматического регулирования толщины по-
лосы. Регулирование толщины полосы можно получить, если на
основе результатов замера толщины после клети производить воз-
действие на нажимные винты этой клети, изменяя обжатие, или на
скорость вращения валков клети, изменяя натяжение. Опыт пока-
зывает, что наиболее эффективное регулирование толщины полосы
получается при одновременном воздействии на нажимные винты
первой клети и на скорость вращения рабочих валков последней
клети непрерывного стана (рис. 10-27).

Следует отметить, что воздействием на нажимные винты первой
клети снимается только «наследственная» разнотолщинность, выз-
ванная условиями прокатки полосы на стане горячей прокатки.
Такое регулирование является предварительным, оно приводит
к улучшению условий прокатки на данном стане в последующих
клетях. Воздействием на скорость вращения валков последней клети
изменяется натяжение полосы между последней и предпоследней
клетями с целью снижения разнотолщинности, полученной в ре-
зультате прокатки в предыдущих клетях стана. В связи с этим регу-
лирование толщины в первой клети принято называть «грубым»,
а регулирование толщины в последней клети — «тонким».

Регуляторы толщины по способу замера толщины разделяются на
прямые и косвенные.

Прямые регуляторы работают в функции толщины, непосред-
ственно замеренной с помощью микрометра. Микрометр по конструк-
тивным соображениям устанавливается после клети на некотором
расстоянии от оси валков (0,5—1,5 м). Так как измерительный орган
(микрометр) расположен на некотором расстоянии от рабочего ор-
гана (рабочих валков), то для регуляторов прямого действия харак-
терно наличие транспортного запаздывания. Транспортное запазды-
вание вносит затруднения в создании высококачественного регуля-
тора. Для устранения действия транспортного запаздывания при
меняют:

1)	импульсные системы регулирования (американская практика);

2)	релейно-непрерывные системы регулирования (отечественная
практика).

В импульсных системах регулирования воздействие на нажим-
ные винты происходит с постоянной скоростью в течение времени,
пропорционального мгновенному отклонению толщины от заданной
величины; длительность же паузы равна величине транспортного
запаздывания.

В релейно-импульсных системах воздействие на нажимные винты
происходит со скоростью, пропорциональной скорости прокатки,
и так, что корректирование толщины полосы за время транспорт-
ного запаздывания не превышает зоны нечувствительности регуля-
тора.

Косвенные регуляторы позволяют регулировать толщину прока-
тываемой полосы, производя замер толщины косвенным путем: по
давлению металла на валки или по положению нажимных винтов
(метод Симса). Давление металла на валки вызывает изменение
раствора валков в связи с упругой деформацией системы «клеть —
валок». В этом случае толщина полосы Н будет определяться как

И — о0 -|- Аст мм,

(10-152)
где (То — зазор между валками при отсутствии металла, мм;

До = ду — изменение зазора в связи с упругой деформацией
системы клеть — валок, мм;

В — суммарное давление на валок, н;

М — модуль упругости, н/мм.

В данном случае для замера толщины полосы необходимо ис-
пользовать датчик положения нажимных винтов, фиксирующий
величину зазора между валками без металла <г0> и мессдозу, изме-
ряющую давление на валки, пропорциональное изменению зазора
от упругой деформации, т. е. Р =Л4До. Сумма сигналов датчика и
мессдозы используется для регулирования толщины. При этом
получается система автоматического регулирования толщины без
транспортного запаздывания.

Недостатком косвенных регуляторов является неточный замер
толщины полосы из-за того, что датчик положения нажимных вин-
тов не в состоянии контролировать изменения начального зазора
между валками, связанного с изменением толщины масляной пленки
в подшипниках жидкостного трения опорных валков при разной
скорости прокатки и разном давлении металла на валки. Не контро-
лируется также изменение начального зазора в зависимости от тем-
пературы валков. В связи с указанным наряду с косвенным замером
производится также и непосредственный замер толщины с помощью
микрометра.

Системы регулирования с косвенным замером толщины полосы
получили наибольшее применение в реверсивных станах холодной
прокатки.

Релейно-непрерывная система регулирования
толщины

На рис. 10-28 представлена структурная схема релейно-непре-
рывной системы регулирования толщины (в зоне первой клети)
впервые примененная Б. Н.Дралюкоми Г. В. Синайским на пяти-
клетьевом жестекатальном стане Магнитогорского металлурги-
ческого комбината [Л-55].

В такой схеме летучий микрометр М преобразует отклонение
толщины Д/г от заданной величины в переменное напряжение с ам-
плитудой, пропорциональной рассогласованию, и фазой, изменяю-
щейся на 180° при изменении знака рассогласования. Переменное на-
пряжение микрометра выпрямляется фазочувствительным выпря-
мителем ФУВ. С выхода ФУВ напряжение постоянного тока по-
дается на вход нелинейного преобразователя НП. Преобразователь
НП создает релейную зависимость выходного напряжения от напря-
жения ФУВ, т. е. от замеренной микрометром величины рассогла-
сования толщины. Эта зависимость, представленная на рис. 10-29,
имеет зону нечувствительности I (от 0 до± Д/г0), рабочую зону II
(от ± Д/г0 Д° + и от —Д° —Д^1)> зону блокирования III
(больше- Айг и меньше — В зоне нечувствительности и в зоне
блокирования напряжение на выходе НП равно нулю. Зона нечув-
ствительности А/г0 необходима для стабилизации работы регуля-

Рис. 10-28. Структурная схема толщины:

М — летучий микрометр; ФУ В — фазочувствйтельный уси-
литель выпрямитель; НП — нелинейный преобразователь;
УМ — усилитель мощности; ЭМУ — электромашинный уси-
литель; Г — генератор; ДВ — двигатель нажимных винтов;
ТН — тахогенератор нажимных винтов; ТК — тахогенератор
клети; ЭМ — электромагнитная муфта; С — сельсин; РВИ —
реле возврата в исходное положение; РДБ — реле контакт-
ной блокировки регулятора

тора, а зона блокирования — для отключения регулятора при лож-
ных сигналах максимального рассогласования. В рабочей зоне на-
пряжение НП не зависит от замеренной микрометром величины рас-

согласования толщины, но зависит от напряжения тахогенератора
клети ТК, т. е. от скорости выхода полосы из клети.

Напряжение преобразователя НП через усилитель УМ подается
на обмотку возбуждения усилителя ЭМУ, питающего обмотку воз-
394
буждения генератора Г двигателя нажимных винтов ДВ. Генератор
при этом получает напряжение, и двигатель ДВ перемещает нажим-
ные винты НВ в сторону снижения рассогласования Д/г, замерен-
ного микрометром. Перемещение нажимных винтов будет продол-
жаться до тех пор, пока к микрометру не подойдет участок полосы
с отклонением толщины, равным величине зоны нечувствительности
Д/г0 (см. рис. 10-30). К моменту останова двигателя нажимных вин-
тов раствор валков должен соответствовать заданной толщине по-
лосы. В этом случае за время перемещения металла от оси рабочих

валков до места расположения мик-
рометра, равное /0 =—— (упол — ско-
^ПОЛ

рость перемещения полосы), обжа-
тие должно измениться на величину
△Ло, т. е. /0= (ои. в — скорость
перемещения нажимных винтов, К —
коэффициент, связывающий величину
перемещения винтов с величиной об-
жатия).

Таким образом,

Рис. 10-30. Схема прокатки
при работе регулятора толщины

ДЛ0 $0
^пол

(10-153) .

Здесь 5о — расстояние между осями рабочих валков и местом рас-
положения микрометра.

Из (10-153) следует, что

^.в = ^-1’пол-	(10-154)

Уравнение (10-154) показывает, что с изменением скорости про-
катки необходимо соответственно менять и скорость перемещения
винтов. Такое изменение скорости перемещения нажимных винтов
в рассматриваемой схеме осуществляется с помощью тахогенера-
тора клети ТД (см. рис. 10-28), напряжение которого пропорцио-
нально скорости перемещения полосы после клети. С изменением
скорости прокатки меняется по величине сигнал, подаваемый от
тахогенератора ТК. к нелинейному преобразователю НП, меняются
напряжение на выходе НП и скорость вращения двигателя ДВ,
т. е. скорость перемещения нажимных винтов.

В процессе прокатки в результате действия регулятора нажим-
ные винты отклоняются от исходного положения. Для возврата
нажимных винтов в исходное положение перед началом прокатки
следующего рулона применяется сельсин С, который через электро-
магнитную муфту ЭМ и редуктор присоединен к нажимному винту.
Возврат нажимных винтов в исходное положение начинается вклю-
чением реле возврата РВИ, которое размыкает цепь связи с тахо-
генератором клети ТК, размыкает основную цепь регулирования
по толщине и замыкает цепь следящей системы регулирования поло-
жения нажимных винтов через сельсин С. При рассогласовании
положения нажимных винтов возникает напряжение на выходе
сельсина, в результате нажимные винты начинают перемещаться
к исходному положению. Со снижением рассогласования умень-
шается напряжение сельсина. При минимальном напряжении сель-
сина, соответствующем статической точности системы, нажимные
винты останавливаются.

Благодаря инерционности нажимные винты не останавливаются
сразу, мгновенно, вследствие чего возможен переход за их исходное
положение. Для компенсации выбега и получения более точного
останова применяется отрицательная обратная связь по квадрату
скорости нажимных винтов, с помощью которой двигатель нажим-
ных винтов отключается с некоторым упреждением. Напряжение,
пропорциональное квадрату скорости, создается тахогенератором
нажимных винтов ТН, обмотка возбуждения которого подключена
на якорь генератора Г. Напряжение тахогенератора ТН, отдавае-
мое на вход нелинейного преобразователя НИ, увеличивает зону
нечувствительности. Чем выше скорость перемещения нажимных
винтов, тем больше зона нечувствительности и тем раньше отклю-
чается двигатель нажимных винтов. Отключение регулятора при
остановке стана производится с помощью реле РКБ.

В промышленной эксплуатации рассмотренный регулятор тол-
щины показал себя с хорошей стороны, конструктивно несложен.
В настоящее время он находит все большее применение на непре-
рывных станах холодной прокатки.
Глава XI

ЭЛЕКТРОПРИВОД И АВТОМАТИЗАЦИЯ
МЕХАНИЗМОВ ПРОКАТНЫХ СТАНОВ

§ 11-1. Назначение и классификация механизмов
прокатных станов

Современный прокатный стан представляет собой сложный
комплекс различных механизмов, связанных между собой единым
технологическим процессом. Кроме основной операции, на прокат-
ном стане производится целый ряд вспомогательных, без которых
невозможна прокатка металла. К вспомогательным операциям
относятся: подача металла к валкам, установка рабочих валков,
кантовка металла, направление его в определенный калибр, тран-
спортировка, резка, правка и т. д. Все эти операции выполняются
с помощью механизмов стана.

Значение этих механизмов в прокатном производстве весьма
велико, так как они оказывают существенное влияние на произво-
дительность стана, на качество продукции. Производительность
мощного прокатного стана может оказаться невысокой, если хотя
бы один из его механизмов не в состоянии выполнить соответствую-
щее количество операций в заданное время. Так, например, нажим-
ное устройство лимитирует работу блюминга, если оно не успевает
за время реверса главного привода изменить положение верхнего
рабочего валка; медленно работающие ножницы, осуществляющие
порез металла после прокатки, снижают темп прокатки на стане.

В связи с этим вопросам проектирования электроприводов меха-
низмов прокатных станов должно уделяться такое же внимание,
как и вопросам проектирования главных приводов станов.

Механизмы прокатных станов могут быть разделены по следую-
щим признакам: по назначению, по режимам работы, по необходи-
мости регулирования скорости, по необходимости ограничения
момента.

По назначению механизмы прокатных станов разделяются на
следующие группы.

Транспортные механизмы — механизмы переме-
щения и изменения положения металла. Сюда относятся слитко-
возы, рольганги, манипуляторы, кантователи, поворотные и подъ-
емно-качающиеся столы, шлепперы, упоры, толкатели и т. д.

Установочные механизмы — нажимные устройства
для установки верхнего и среднего валков, устройства для пере-
валки валков, перемещения клетей и т. д.

Механизмы резки металла — ножницы, пилы и т. д.

Правильные механизмы.

Механизмы для сматывания и разматыва-
ния металла — моталки, разматыватели.

В зависимости от режима работы различают механизмы:

Длительного режима работы — в этом режиме работают
некоторые рольганги, дисковые ножницы, правильные механизмы
и т. д.

Рис. 11-1. Характерные графики скорости механиз-
мов прокатных станов, работающих в повторно-
кратковременном режиме

Кратковременного режима работы — такими меха-
низмами являются нажимные устройства сортовых и листовых не-
прерывных станов, механизмы перемещения и перевалки валков,
некоторые виды толкателей и упоров.

Повторно-кратковременного режима работы.
Сюда относится большое количество механизмов прокатных станов,
в том числе приемные и рабочие рольганги, манипуляторы, кантова-
тели, нажимные устройства, ножницы и т. д. Характерные гра-
фики скорости повторно-кратковременного режима представлены
на рис. 11-1а, б. При треугольном графике скорости привод рабо-
тает только в переходных процессах и время отработки заданного
перемещения механизма определяется интенсивностью протекания
переходных процессов.

По необходимости регулирования скорости имеются:

Механизмы, не требующие регулирования ско-
рости — приемные, подводящие, отводящие, некоторые транспорт-
ные рольганги, кантователи, пилы, толкатели, упоры и т. д.
Механизмы, требующие регулирования ско-
рости, — слитковозы, рабочие рольганги, некоторые транспорт-
ные рольганги, нажимные устройства, манипуляторы, ножницы
и Т. д.

По необходимости ограничения момента имеются механизмы, не
работающие на упор, и механизмы, работающие на упор и требую-
щие ограничения момента. Упорная механическая характеристика
двигателя необходима в том случае, когда возможна значительная
перегрузка. Она ограничивает моменты и токи двигателя, что со-
здает большую надежность механизма от поломок и предохраняет
двигатель от чрезмерного нагрева в результате действия перегру-
зочных токов.

§ 11-2. Выбор типа двигателей и общие
соображения по выбору мощности двигателей
механизмов станов

Тип двигателя для привода механизмов прокатных станов вы-
бирается исходя из режима работы и необходимости регулирования
скорости.

Все механизмы, работающие в длительном режиме и не требую-
щие регулирования скорости, как правило, имеют двигатели пере-
менного тока — асинхронные, как наиболее дешевые и удобные
в эксплуатации.

Механизмы, работающие в длительном или повторно-кратковре-
менном режиме и требующие регулирования скорости, обычно имеют
двигатели постоянного тока. Однако в тех случаях, когда в одно
и то же время производится согласованное регулирование скорости
целого ряда двигателей, например, индивидуальных двигателей
транспортного рольганга, применяют асинхронные двигатели при
питании их от общего преобразователя частоты.

Механизмы, работающие в повторно-кратковременном режиме
и не требующие регулирования скорости, имеют двигатели перемен-
ного или постоянного тока. Выбор типа двигателя в этом случае
производится в зависимости от числа включений в час, исходя из
следующих соображений. Короткозамкнутые асинхронные двига-
тели имеют большие пусковые токи, поэтому допустимое число
включений таких двигателей по условиям нагрева невелико. Так,
для короткозамкнутых асинхронных двигателей средней мощности
допустимая частота включения при электрическом торможении
равна 150—200 в час. Более точно допустимая частота включения К
короткозамкнутого двигателя [Л-191:

Й = 3600	у - ,	(11-1)

где ДРН — номинальные потери мощности двигателя, кет;

ДРНР — мощность потерь при неподвижном двигателе, кет;
ДЛр + ДАТ — потери энергии при разгоне и торможении, квт/сек\
8 =	— продолжительность включения.

Небольшая допустимая частота включения не позволяет приме-
нять короткозамкнутые двигатели для механизмов, работающих
с большим числом включений. Асинхронные двигатели с фазным
ротором имеют более благоприятное соотношение момента к току
в процессе пуска, чем короткозамкнутые, поэтому допустимая
частота включения их выше и равна примерно 500—700 включений
в час. Двигатели постоянного тока допускают 1000 включений
в час и выше. Поэтому для механизмов, которые работают с большой
частотой включения, следует применять двигатели постоянного
тока даже и тогда, когда регулирование скорости не требуется.
В общем же случае вопрос выбора рода тока привода при заданной
частоте включения следует решать на основе расчета по нагреву
двигателя.

При выборе мощности двигателя того или иного механизма,
работающего в повторно-кратковременном режиме, придерживаются
следующего порядка.

1.	Рассчитываются статические усилия и моменты.

2.	На основании результатов расчета статической нагрузки или
же по данным подобных установок выбираются предварительно
мощность и тип двигателя.

3.	По данным механизма и двигателя рассчитывается оптималь-
ное передаточное отношение редуктора.

4.	По заданным условиям технологического процесса строится
график скорости.

5.	Определяются моменты ускорений и замедлений.

6.	Строится нагрузочная диаграмма и по ней вычисляется экви-
валентное значение тока или момента.

Расчет статических усилий и моментов производится по уравне-
ниям, разным для каждого механизма.

Передаточное отношение редуктора привода механизма, работаю-
щего в длительном режиме, определяется по заданной скорости
вращения вала механизма ом и по выбранной скорости вращения
двигателя сод, т. е.

Передаточное отношение редуктора привода механизма, работаю-
щего в повторно-кратковременном режиме, выбранное из условия
отработки заданного пути за наименьшее время, является оптималь-
ным. Обычно не всегда удается на практике применить оптимальное
передаточное число из-за необходимости иметь потребную скорость
механизма при заданной номинальной скорости вращения двигателя.
Однако следует стремиться к наибольшему приближению переда-
точного числа к оптимальному.
Время разгона двигателя зависит от передаточного отношения
редуктора

ЧМ др» = Мм + (4 +	,	(11-3)

где Л1др — вращающий момент на валу двигателя, нм;

Л4М — момент статического сопротивления на валу механизма,
нм;

— момент инерции на валу механизма, кГ -м2;

•7Д — момент инерции на валу двигателя, кГ -м2;

I — передаточное отношение редуктора;

т| — к. п. д. редуктора.

С увеличением передаточного отношения увеличивается вращаю-
щийся момент на валу механизма Л4Д», что вызывает сокращение
времени разгона. В то же время с увеличением »‘ происходит увели-
чение момента инерции двигателя /д/2, приведенного к валу меха-
• низма, что вызывает увеличение времени разгона. Следовательно,
; должно существовать некоторое оптимальное значение передаточ-
ного отношения, при котором время разгона будет минимальным.

Время разгона при прямолинейном изменении скорости, найден-
ное из (П-З):

р Продифференцировав (11-4) и приравняв производную нулю,
; после решения полученного уравнения будем иметь

(П-5)

Выполняя аналогичные преобразования для случая торможения,
напишем

+ , (ц.6)

где Мдт — тормозной момент, включая и момент торможения от
механического тормоза.

При треугольном графике скорости оптимальное передаточное
число, соответствующее минимальному времени процессов разгона
и торможения определяется как среднеарифметическое

: ____ *ор 4~ (‘от

—	9

или, что более точно, как усредненное по времени:

-• _ *ор^р Ч" »отА-

““^р+й	•

(11-7)

(Н-8)
Если статическая нагрузка мала, а инерционные массы значи-
тельны, то определение /0 возможно по упрощенной формуле:

(П-9)

Если график скорости трапецеидальный (рис. 11-1,6) и если
момент статического сопротивления мал, то для определения пере-
даточного отношения можно воспользоваться уравнением

3



4ш*(Мр + мт)
О,171фЛ4рЛ4т

(11-10)

где 7Ир; 7ИТ — моменты двигателя при разгоне и при торможении
нм;

— момент инерции механизма, кГ -м?;

ф — угол поворота вала механизма за одно включение;

соу — скорость вращения двигателя в установившемся
режиме, рад/сек.

Для построения графика скорости необходимо иметь заданными
величинами ускорения а, замедления Ь и путь перемещения 5.

Путь перемещения 5 за время /ра6 связан со скоростью меха-
низма V следующим равенством:

*раб

5 == $ юм,
о

(П-П)

где /рйб — время работы механизма.

Из уравнения (11-11) видно, что путь перемещения пропорцио-
нален площади, ограниченной кривой графика скорости V — [ (().

Учитывая это, напишем уравнение для пути перемещения рабо-
чего органа механизма, работающего по треугольному графику
скорости (см. рис. 11-1, а):

5 =	+	(И-12)

Если учесть при этом, что

'р = т’>	(п-13)

I _______

т ~ Ь '

(11-14)

то после соответствующих преобразований получим

р У а(а + Ьу

, _ -| Г 28а

т~ У Ь (а+ Ь)’

(11-15)

(11-16)
Из тех же уравнений будем иметь

-а Г с 2аЬ

(Н-17)

Здесь ом — наибольшая скорость, мм/сек,-,

8 — пройденный путь, мм;

а, Ь — ускорение и замедление, мм/сек2.

Последние уравнения могут быть использованы для определения
/р, /т и ом и построения треугольного графика скорости.

При трапецеидальном графике скорости (см. рис. 11-1, б) урав-
нение для пройденного пути имеет вид

5 = (^+»/у + ^).	(Ц-18)

Если при этом учесть, что

то время работы механизма с установившейся скоростью при задан-
ных о5а и Ь будет равно

,	5	и -4- Ь	/111 пч

*У ~^ — €’у“2аГ-	(И-19)

§ 11-3. Слитковозы

Назначение и классификация

Слитковоз предназначается для транспортирования слитков от
нагревательных колодцев к приемному рольгангу. Слиток, нагре-
тый до 1200—1250° С, вынимают клещевым краном из нагреватель-
ного колодца и ставят в люльку слитковоза. После этого слитковоз
перемещается к приемному рольгангу, на который и опрокидывается
поданный слиток. Затем слитковоз снова возвращается к нагрева-
тельным колодцам за следующим слитком. Режим работы слитко-
воза повторно-кратковременный, при котором время работы чере-
дуется с паузой, необходимой для загрузки слитковоза слитком и
для укладки слитка на приемный рольганг.

Существующие в настоящее время слитковозы делятся на само-
ходные (троллейные) и канатные.

Самоходный слитковоз представляет собой двух-
осную тележку, перемещающуюся по рельсам с помощью одного
или двух двигателей, получающих питание через троллеи. Люлька
слитковоза, в которую укладывается слиток, имеет механизм пово-
рота для плавного опускания слитка на приемный рольганг.

Производительность слитковоза зависит от скорости его переме-
щения, величин ускорения и замедления, количества перевозимых
за один раз слитков. За последние 5—6 лет скорость передвижения
самоходных слитковозов возросла с 3—4 до 6—7 м/сек. Дальнейшее
увеличение скорости нецелесообразно, ибо путь, проходимый при
установившейся (максимальной) скорости, получается уже отно-
сительно небольшим, а эффект от повышения скорости — незна-
чительным. Величины ускорения и замедления зависят от коэффи-
циента сцепления колес с рельсами. Если при движении слитковоза
сила инерции 7’ — Со“ больше сил сцепления Оо<р между ходовыми
колесами и рельсами, то произойдет скольжение колес о рельсы

Рис. 11-2. Кольцевая слиткоподача

(буксование). Здесь Оо — вес слитковоза со слитком, я; а — уско-
рение, м/сек2-, § — 9,81 м/сек2-, <р = 0,18—0,22 — коэффициент сцеп-
ления. При условии Т Оо<р проскальзывание будет отсутствовать.

Из равенства

Т = С0"=С0<р

можно определить допустимое ускорение, называемое критическим,
выше которого начинается буксование, т. е.

акр=<рр м/сек2.	(11-20)

Таким образом, критическое ускорение слитковоза акр = (0,18—
—0,22)-9,81 = 1,75—2,16 м/сек2.

Слитковоз блюминга, рассчитанный на перевозку одного слитка,
может обеспечить производительность стана 2—2,5 млн. т в год.
При большей производительности блюминга (4—5 млн. т в год)
применяют двухместный слитковоз или два одноместных. В послед-
нем случае слитковозы движутся по параллельным путям.

Для блюмингов еще большей производительности Уралмашза-
вод применил систему кольцевой подачи (рис. 11-2). Транспортиро-
вание слитков при этом производится слитковозами, перемещаю-
щимися последовательно по замкнутому пути, по кольцу. Троллеи,
через которые подается питание на двигатели слитковозов, тоже
замкнуты по кругу. На одном блюминге 1150 осуществлена кольце-
вая подача с тремя слитковозами при скорости перемещения
5 м1сек. Такая кольцевая подача слитков предусмотрена и для
блюминга 1300.

Канатные слитковозы бывают одно- и двухбарабан-
ные. Более простая конструкция у двухбарабанного канатного
слитковоза, в связи с чем он широко применяется.

На рис. 11-3 представлена кинематическая схема двухбарабан-
ного слитковоза. В такой схеме барабаны с приводными двигате-
лями стоят по обе стороны слитковоза. При перемещении слитко-
воза 1 к приемному рольгангу 6 двигатель 4 вращается в сторону

б
оооооо

Рис. 11-3. Кинематическая схема канатного слит-
ковоза:

/ — слитковоз; 2—3 — барабаны; 4—5 — двигатели; 6 —
приемный рольганг

наматывания троса на барабан 3, создавая переднее натяжение троса.
В это время, чтобы иметь натяжение троса с задней стороны слит-
ковоза, двигатель 5 барабана 2 должен работать в режиме торможе-
ния. При перемещении слитковоза от приемного рольганга двига-
тель 5 вращается в сторону наматывания троса на барабан 2; дви-
гатель 4 при этом работает в режиме торможения.

Преимуществами канатного слитковоза в сравнении с самоход-
ным являются:

1)	величины ускорений и замедлений могут быть взяты более
высокими, так как они не ограничиваются силами сцепления между
колесами и рельсами;

2)	исключается необходимость применения многочисленных
троллеев, что резко увеличивает надежность работы системы;

3)	слитковоз получается более легким, что уменьшает износ
рельсовых путей.

Расчет статических моментов и ускорений

Статический момент двигателя при движении самоходного слит-
ковоза со слитком

Мс=^(н/?+/Ю2)₽ нм,

(И-21)
где О0 — вес слитковоза со слитком, н;

[ — коэффициент трения качения ходового колеса (/ = 0,05—
0,08 см);

р. — коэффициент трения в подшипниках (р. = 0,08—0,15 —
при подшипниках скольжения, р = 0,008—0,01 — при
подшипниках качения);

Р — коэффициент, учитывающий трение реборд ходовых колес
о рельсы (Р = 1,5 -т-2);

Н — радиус ходовых колес, м;

I — передаточное отношение;

т] — к. п. д. редуктора.

Динамический момент на валу двигателя

Мдив = Мдин! + Л!,,,, 2 нм.	(11 -22)

Здесь

М№К1=^нм	(11-23)

динамический момент, необходимый для преодоления сил инерции
поступательно движущихся масс;

МдИИ2=Й«^	(11-24)

динамический момент, необходимый для преодоления сил инерции
вращающихся масс;

т0 — масса поступательно движущихся частей, кг;

а — ускорение, м/сек2;

} — момент инерции вращающихся масс, приведенный к валу
двигателя, кг-м2.

Полный момент двигателя при ускорении, соответствующем
критическому, называется предельно оправдываемым;

Мпр.о = & (нК + Д О’2) ₽ +	(11-25)

§ 11-4. Нажимные устройства

Назначение, классификация и конструкции

Для многих прокатных станов имеется необходимость изменять
по условиям технологического процесса расстояние между рабо-
чими валками. У одних прокатных станов изменение расстояния
между валками производится часто, после каждого пропуска (у блю-
мингов, слябингов, толстолистовых станов, реверсивных станов
холодной прокатки), у других — редко, лишь в процессе настройки,
при переходе от одного прокатываемого профиля к другому или при
износе калибров, подшипников. Для изменения расстояния между
валками можно, перемещать верхний или нижний рабочие валки
в двухвалковом стане, или один из валков трехвалкового стана.
В большинстве случаев перемещается верхний рабочий валок.

Механизм, с помощью которого изменяется положение рабочего
валка, называется нажимным устройством. Большое влияние на
конструкцию нажимного устройства оказывает скорость, с которой
перемещается рабочий валок. В зависимости от скорости переме-
щения валка нажимные устройства можно разбить на три группы:

1.	Нажимные устройства с ручным приводом, применяемые
в сортовых станах, у которых калибровка рассчитана на определен-
ный, неизменный раствор валков, а также в старых конструкциях
небольших станов горячей и холодной прокатки листов.

2.	Тихоходные нажимные устройства с электроприводом для
листовых станов горячей и холодной прокатки, у которых высота
подъема невелика, порядка 100—200 мм. При этом скорость пере-
мещения очень мала, что вызывается необходимостью иметь малые
перемещения и точную остановку.

3.	Быстроходные нажимные устройства с электроприводом,
предназначаемые для станов с относительно большой высотой
подъема верхнего рабочего валка, доходящего до 1500 мм и выше.
Такие устройства применяются для блюмингов, слябингов, толсто-
листовых станов и т. п.

На практике применяются следующие скорости перемещения

верхнего валка, мм/сек:

Блюминги 1100—1300 . . .	80—200

Блюминги 1150 ......... 50—120

Блюминги 800—900 ....	40—80

Толстолистовые и средне-
листовые .............. 12—25

Сортовые.............. 2—5

Тонколистовые горячей и
холодной прокатки . . . 0,05—0,2

Реверсивные станы холод-
ной прокатки...........0,01—0,02

При отсутствии металла в валках под влиянием веса валка
между концом винта и пятой и в резьбе гайки нажимного винта
образуются зазоры. В этом случае при захвате металла валками
будут возникать сильные удары, которые вызовут повышенный
износ и быстрое разрушение механизма. Для предохранения нажим-
ного устройства от ударов при захвате металла необходимо устра-
нить зазоры, что выполняется с помощью уравновешивающих
устройств. На современных прокатных станах встречаются четыре
способа уравновешивания.

Пружинное, при котором пружины упираются на станину.
Такой способ применяется только в тех случаях, когда высота
подъема не превышает 50—100 мм (для сортовых станов с постоян-
ным расположением калибров).

Грузовое, осуществляющееся при помощи контргрузов,
расположенных под рабочей клетью (рис. 11-4). Оно широко при-
—и

Рис. 11-4. Кинематическая схема нажимного устрой-
ства с грузовым уравновешиванием:

/ — нажимной винт; 2 — гайка нажимного винта; 3 — подуш-
ка валка; 4 — редуктор; 5 — двигатель; 6 — грузы

Рис. 11-5. Кинематическая схема нажимного уст-
ройства с гидравлическим уравновешиванием:

1	— нажимной вннт; 2 — гайка нажимного винта; 3 — подуш-
ка вала; 4 — бугель; 5 — червячная передача; 6 — плунжер;

7	— гидравлический цилиндр; 3 — двигатель; 9 — тормоз;

10 — траверса системы уравновешивания
меняется для быстроходных нажимных устройств при значительных
перемещениях верхнего валка.

Г идравлическое, производящееся при помощи гидрав-
лических цилиндров. На рис. 11-5 представлен один из вариантов
системы гидравлического уравновешивания.

Рис. 11-6. Кинематическая схема нажимного
устройства с пружинным уравновешиванием
при помощи обратного винта:

1 — двигатель; 2 — соединительная муфта; 3 — муфта
предельного момента; 4 — червячная передача; 5 —
опорный подшипник; 6 — нажимной винт; 7 — пре-
дохранительный стакан; 8 — подушка валка; 9 — гай-
ка нажимного винта; 10 — полый обратный винт; 11 —
траверса (подвижная опорная гайка); 12 — уравнове-
шивающая пружина

Плунжеры гидравлических цилиндров соединены с траверсой,
которая тягами связана с подушкой верхнего валка. Развиваемое
плунжером усилие преодолевает вес уравновешиваемых деталей.
Гидравлическое уравновешивание применяется у станов с относи-
тельно небольшим перемещением верхнего валка.

Пружинное уравновешивание с обрат-
ными винтами (рис. 11-6), при котором пружины опираются
не на станину, как в первом случае, а на подвижные опорные гайки,
движущиеся со скоростью, равной скорости перемещения валка.
Подушка верхнего валка 5 подвешена на тягах, опирающихся на
пружины 12, установленные на подвижной опорной гайке 11.
Гайка находится на полом винте 10. При вращении нажимного
винта 6 одновременно вращается и полый вин 10. Шаг полого
винта равен шагу нажимного винта, но имеет обратное направле-
ние. При этом условии с поворотом нажимного винта в сторону
подъема верхнего валка полый, обратный винт будет тоже вра-
щаться, перемещая опорную гайку вверх.

Недостатком уравновешивания с обратным винтом является:
1) дополнительные потери на трение в обратном винте; 2) большая
высота; 3) отсутствие независимого перемещения верхнего валка от
нажимных винтов. В связи с указанными недостатками эта система
уравновешивания применяется сравнительно редко.

Во всех уравновешивающих устройствах усилия уравновешива-
ния выбирают с таким расчетом, чтобы они были больше веса урав-
новешиваемых деталей на 20—40%.

Режимы работы и тип привода

Значительное количество нажимных устройств станов работают
в повторно-кратковременном режиме с большой частотой включения
(обжимных, толстолистовых, среднелистовых станов). Так, число
перемещений верхнего валка блюминга в час составляет по расчету
1100—1300. На практике эта величина еще выше и доходит до
1600—2000 перемещений в час. У непрерывных листовых станов
горячей прокатки, сортовых, заготовочных и проволочных станов
нажимное устройство работает в кратковременном режиме. Верх-
ний рабочий валок перемещается лишь при настройке стана. У не-
прерывных и реверсивных станов холодной прокатки частота вклю-
чения нажимных устройств — величина очень небольшая. В не-
прерывных листовых станах с автоматическим регулированием
толщины полосы нажимные устройства работают с частотой, дохо-
дящей до 1800 включений в час.

В соответствии с указанным для привода нажимных устройств
блюмингов, слябингов, толстолистовых и среднелистовых станов,
а также непрерывных тонколистовых станов горячей и холодной
прокатки с автоматическим регулированием толщины полосы при-
меняются двигатели постоянного тока; Для привода непрерывных
станов обычно используются двигатели переменного тока.

Расчет статических моментов и величин ускорений

При вращении нажимных винтов возникают силы трения в на-
резке и в пятах нажимных винтов, в нарезке обратных винтов
(в системах уравновешивания с обратными винтами), в опорных
подшипниках и направляющих, по которым скользят подушки
нажимных винтов.
При грузовом и гидравлическом уравновешиваниях момент
статического сопротивления, приведенный к валу двигателя:

Мс = 1,1 [(Ру - О„ - 20ив) ^1ё(<р±а) +

+ (Ру —	(11.26)

Здесь Ру = (1,2—1,4) (Ов + 2О11В) — усилие, действующее на на-
жимные винты, н;

Ов — вес верхнего валка с подуш-
ками, опорными стаканами и
другими деталями, я;

Онв — вес нажимного винта, я;

б/ср — средний диаметр нарезки вин-
та, м;

а — угол подъема винтовой линии
нарезки нажимного винта;

Ф — угол трения в нарезке нажим-
ного винта, равный при тре-
нии стали по бронзе 5°40';

(1п —диаметр пяты, м;

р.п — коэффициент трения в пяте,
равный при трении стали по
чугуну 0,12—0,18;

I — передаточное отношение ре-
дуктора;

т) — к. п. д. редуктора;

1,1 — коэффициент, учитывающий
трение подушек о направляю-
щие, трение в опорных под-
шипниках.

При уравновешивании обратными винтами момент статического
сопротивления, приведенный к валу двигателя:

Мс = 1,1 {[(Ру - Ов - 2ОНВ)	(<р ± а) +

+ (Ру - ев)	Ип] + (РуЧ- 2ОТР) 4 (ф' ± «')}	(11-27)

где 6тр — вес траверсы, движущейся по обратному7 винту;

б/ср — средний диаметр нарезки обратного винта, м\
ф' — угол трения в нарезке обратного винта.

В уравнениях (11-26), (11-27) верхний знак соответствует опу-
сканию валка, а нижний — подъему.

Скорость перемещения нажимных винтов связана со скоростью
их вращения <ов следующим соотношением:

ц =	мм/сек,	(11-28)
где /г — шаг винта, мм.

В то же время ускорение

а ~ М ~ 2л ‘ 41	2л/ 41 ММ1СеК' ’

где со — скорость вращения двигателя.

Если

Мл — Мс = !^нм,	(11-29)

то

а = А • М*~М-'- мм!сек2,	(11-30)

где Мл, Мс — пусковой и статический моменты на валу двига-
теля, нм;

7 — момент инерции, приведенный к валу двигателя,
кг -м2.

Аналогично получается уравнение для замедления

й = А . ,^т + ^е + А1мт мм!сек2)	(Ц-31)

где Л4Т — тормозной момент двигателя, нм;

 А4МТ — момент механических тормозов, нм.

Пример 11-1. Рассчитать статические моменты нажимного устройства с
грузовым уравновешиванием, если максимальная скорость перемещения на-
жимных винтов ив = 100 мм]сек; средний диаметр нажимного винта, 7ср =
= 272 мм; шаг нажимного винта Л = 40 мм; диаметр опорной части пяты на-
жимного винта 4П = 235 мм; угол подъема винтовой линии нажимного винта
а == 2°40'; угол трения в нарезке нажимного винта р = 5°40'; коэффициент
трения в пяте рп = 0,16; вес нажимного винта 6ИВ = 15 000 н; вес верхнего
валка с подушками б?в = 250 000 н; усилие уравновешивания Ру = 350 000 н;
передаточное число редуктора I = 3,2; к. п. д. редуктора т; = 0,72; момент
инерции 7М = 565 кг-м2; момент инерции двигателя Уд= 70 кГ -м?; величина
перемещения 5 = 45 мм; номинальный момент двигателя Мя = 4000 нм; мо-
мент механических тормозов Л4мГ = 3100 нм.

Решение.

1.	Моменты статического сопротивления:

а)	при опускании верхнего валка

Мм1 = 1,1 [(Ру - Св -2СНВ) 1Е (Р + а) + (Ру- СБ) Цп] =

Г	0 272

= 1,1 (350 000 — 250 000 — 2  15 000)	(5°40' + 2°40') +

+ (350 000 — 250 000)	0,16 = 4120 нм;

б)	при подъеме верхнего валка

Л-1м2 = 1,1 [(Ру - ов - 2СНВ) цг (р - а) + (Ру-6В)	=

Г	0 272

= 1,1 (350 000 — 250 000 — 2 • 15 000)	(5°40' — 2°40') +

+ (350 000 — 250 000)	о,1 б! = 2410 нм;

О I
в)	средний статический момент

М.  4120+2410 _им

2.	Оптимальное передаточное отношение. Принимаем средний пусковой
момент двигателя равным 7Идр = 1,7 Л4И = 1,7-4000 = 6800 нм, а средний тор-
мозной момент двигателя равным Л4Т = 2 Мп — 2-4000=8000 нм. Тормозной
момент, действующий на валу двигателя:

Л4ДТ = Мт + Л4МТ = 8000 + 3100 = 11 100 нм.

По условиям минимального времени разгона

{ -2^.	_____3265_ -.Л 3265	^ = 3786

°Р“т]7Идр+Г ^Мдр/ + 4 - 0,72-6800^ К \0,72  6800/ ^70

По условиям минимального времени торможения

-	, 1Л^М7]\2 , Л .	3265 - 0,72

от“ МДт Г	 11100

, -1 Л/3265 • 0,72\2 , 565 п

+ V НПО6“) +70 =2>65-

Оптимальное передаточное число

.__ <ор + 'от 3,786 + 2,65 __ 3 22

Таким образом, предварительно выбранное передаточное отношение очень
мало отличается от оптимального.

Статический момент, приведенный к валу двигателя при опускании

Мс1 =

Мм1
Й]

“ 85^72

при подъеме

Л4С2 —

Мм2
й]

2410

3^72 = 1045 НМ-

Полный момент инерции привода, приведенный к валу двигателя

/=^ + 7д = |^ + 70 = 125,1 кГ-м2.

Ускорение нажимных винтов:
при опускании

Л Л4Др — МС1 _	40

1 2л1 ’	7	2-3,14-3,2

Замедление нажимных винтов:
при опускании

Л й 7ИДТ + ЛГС1 + Ммт ________	40

1 ”	7	' 2 - 3,14  3,2

при подъеме

А — ^ДТ Ч" МС2 ~~Ь Ммт

- йй------------7

6800— 1790	,

' ------------ = 79>7 ММ1СеК -

1/сО, 1

8000 + 1790 + 3100 опс ,	,

,----—'	1-----= 206 мм/сек2;

1^0,1

40

2 • 3,14 • 3,2

8000 + 1045 + 3100	„

-----0	-----= 193 мм/сек2.

1^0,1
Время разгона при опускании

I 1Л 2М

Р1 Г а1 (а1 + ^1)

2•206 • 45
79,7 (79,7 + 206)

= 0,903 сек.

Время торможения при опускании

2ог5

1>1 (а1 + Ю

2 • 79,7  45
206 (79,7 + 206)

0,327 сек.

Максимальная скорость перемещения в предположении, что график ско-
рости треугольный

1 Г _

г а1 + Ьг

ЛГ 2  45  79,7  206

У 79,7 + 206	~

72 мм[сек.

Так как Vи < он, то график скорости треугольный.

§ 11-5. Рольганги

Назначение н классификация

Рольганги — это механизмы, предназначенные для транспорти-
рования прокатываемого металла вращающимися роликами. По
назначению рольганги делятся на следующие группы.

Рабочие рольганги расположены непосредственно
у клети стана. Они служат для подачи металла к валкам и отвода
их от валков. Первые ролики рабочих валков крупных обжимных
станов размещаются в станине клети. Станинные ролики находятся
близко к рабочим валкам; их цель — улучшить условия захвата
металла валками, в особенности коротких слитков.

Рабочие вспомогательные рольганги или
удлинительные являются продолжением основных рабо-
чих. Они используются в том случае, когда длина прокатываемого
металла превышает длину основных рабочих рольгангов.

Транспортные рольганги передают металл от
одного механизма стана к другому или от стана к стану. Транспорт-
ные рольганги могут быть подводящими и отводящими в зависимости
от направления потока металла относительно данного механизма
стана. Рольганг, расположенный в начале стана и служащий для
приема металла, называется приемным.

Основными параметрами рольганга являются диаметр и длина
бочки ролика, шаг рольганга (расстояние между осями двух сосед-
них роликов), количество роликов. Диаметр роликов рольганга для
снижения веса выбирается минимальным по условиям прочности.
У рабочих рольгангов блюмингов и слябингов диаметр роликов
находится в пределах 600—400 мм-, у рольгангов листовых и сорто-
вых станов — в пределах 350—200 мм. Длина бочки роликов бе-
рется равной длине бочки валков стана или несколько больше.
Шаг роликов выбирается с таким расчетом, чтобы металл одновре-
414
менно лежал не менее, чем на двух роликах и отсутствовал прогиб
металла от собственного веса. У рольгангов обжимных станов шаг
йр = 0,7—1 м; у крупносортных станов — йр = 1,2—1,6 м\ у сред-
несортных — йр = 0,9—1,0 м; у тонколистовых — йр = 0,5—0,7 м.
Количество роликов зависит от длины транспортируемого металла.
В некоторых случаях оно доходит до нескольких десятков. Линей-
ная скорость рабочих и отводящих рольгангов примерно на 5—10%
выше скорости прокатки. У подводящих рольгангов скорость
составляет 1,5—2,5 м/сек-, у транспортных она определяется про-
изводительностью и равна 1,5—12 м/сек. Некоторые рольганги
требуют плавного или ступенчатого регулирования скорости. Плав-
ное регулирование часто необходимо у рольгангов рабочих клетей
регулируемых нереверсивных станов. Ступенчатое регулирование
имеют обычно рабочие рольганги реверсивных обжимных станов.

Режимы работы рольгангов н тип электропривода

Большое количество рольгангов работает в повторно-кратковре-
менном режиме. При этом число включений в час и продолжитель-
ность включения зависят от назначения рольганга и типа стана.
В табл. 11-1 приведены данные о числе включений и относительной
продолжительности включения для некоторых рольгангов [Л-56].

Таблица 11-1

Режимы работы рольгангов

Назначение рольганга	Продолжитель- ность включе- ний, %	Число вклю- чений в час
Приемный рольганг блюминга		4—8	90
Рабочие рольганги блюминга		60	1000—1200
Рабочие рольганги толстолистового стана		40	800
Рольганг перед ножницами блюминга			15—18	500—550

Тип электропривода рольганга выбирается исходя из режима
работы, необходимости регулирования скорости и других условий.

Рольганги имеют групповой или индивидуаль-
ный привод. При групповом приводе (рис. 11-7, а) секция роль-
ганга, включающая от трех до десяти и больше роликов, имеет
общий однодвигательный или двухдвигательный привод. Групповой
привод применяется у рольгангов, перемещающих короткие заго-
товки, когда на один ролик может приходиться почти весь вес
заготовки; Такими рольгангами являются рабочие, удлинительные
и приемные рольганги обжимных станов, рольганги у печей и т. д.
Для рольгангов с групповым приводом, работающих с частотой не
выше 500 включений в час и не требующих регулирования, приме-
няются асинхронные двигатели с фазным ротором (приемные роль-
ганги обжимных станов, рольганги у печей, рольганги трехвалковых
обжимных станов и т. д.).

При индивидуальном приводе (рис. 11-7, б) каждый ролик имеет •
отдельный двигатель. Индивидуальный привод применяется у ста-
нинных роликов и у транспортных рольгангов, перемещающих
металл большой длины, при которой вес металла распределяется на
большое число роликов.

Применение индивидуального привода станинных роликов обос-
новывается следующими условиями. Выходящий из валков с неко-
торой скоростью металл приводит во вращение станинные ролики
и их приводной двигатель. Если привод станинных роликов груп-
повой и с редуктором, то для проворачивания двигателя роликов
потребуется большой момент, передаваемый на вал двигателя через
редуктор, что приводит к повышенной загрузке редуктора и его
усиленному износу. При безредукторном приводе станинных роли-
ков момент, передаваемый от ролика к двигателю, небольшой.
В этом основное преимущество индивидуального привода по срав-
нению с групповым для станинных роликов.

К преимуществам индивидуального привода транспортных роль-
гангов относится:
1)	возможность замены двигателей без остановки рольганга;

2)	возможность работы рольганга при выходе из строя одного
или нескольких двигателей;

3)	отсутствие передаточных устройств.

Для индивидуального привода станинных роликов применяются
обычно двигатели постоянного тока, а для индивидуального при-
вода транспортных рольгангов — асинхронные короткозамкнутые
двигатели, питаемые от общего преобразователя частоты.

Расчет статических и динамических моментов

Момент статического сопротивления рольганга складывается из
момента холостого хода и момента, требующегося для транспорти-
рования металла по рольгангу.

Момент холостого хода рольганга, приведенный к валу двига-
теля,

м = нм

х 2и]х

(11-32)

где гр — количество роликов рольганга;

Ор — вес одного ролика, н;

—диаметр шейки ролика, м;

р.1и — коэффициент трения скольжения в подшипниках ро-
лика, равный при роликовых подшипниках 0,005—
0,007 и при бронзовых — 0,06—0,08;

т)х = 0,5т)н — к. п. д. редуктора при холостом ходе;

т)„ — к. п. д. редуктора при номинальной нагрузке;

I — передаточное отношение.

Полный момент статического сопротивления

(2рСр + Смет) рш+Смет/10-2

Л4С =--------------:---------—------- НМ,

С	<Пх

(11-33)

где / — коэффициент трения качения металла по роликам, равный
для горячего металла 0,15 см, а для холодного — 0,1 см.

Так как момент, требуемый для транспортирования металла,
обычно невелик, то и в этом случае берется г]х = 0,5 т]н. При груп-
повом приводе рольганга вес Омет принимается равным весу всего
металла. При индивидуальном приводе величина ОМРТ зависит от
ряда факторов, мало поддающихся учету, поэтому величину 6мет
определяют на основе опыта. В табл. 11-2, составленной ГПИ Тяж-
промэлектропроект, приведен относительный вес металла на один
ролик рольганга индивидуального привода К = где Осл —
полный вес металла (слитка).

14 В. П. Бычков

417
Таблица 11-2

Относительный вес металла на один ролик рольганга

Характеристика проката	$сл
Раскат сечением свыше 1000 мм2 и длиной менее трех	
шагов роликов	  Полосы сечением более 2000 лл 12 и длиной свыше трех	0,75
шагов роликов	  Полосы сечением более 2000 мм2 и длиной свыше че-	0,5
тырех шагов роликов	  Тонкие полосы и мелкосортный прокат длиной более	0,3
девяти шагов роликов		Вес металла на длине утроенного шага роликов

При слишком больших ускорениях и замедлениях, при выбросе
металла из валков на ролики, при упоре металла в борты рольганга
и в направляющие линейки проводки происходит буксование (про-
скальзывание) роликов по металлу. При этом резко возрастает
нагрузка.

Статический момент двигателя при буксовании определяется по
уравнению

Д4 $ = (гР^Р Смет) ^и1|Ап 4~ ^метР-б^р	0 | -34)

где йр — диаметр ролика, м;

|-1б — коэффициент трения металла о ролики при буксовании.

Момент двигателя, необходимый для преодоления сил инерции
металла, роликов и двигателя:

Мдин =	+ ~д],	(11-35)

'|шр.	ир -1

где а =	— линейное ускорение роликов и металла, м/сек2-,

3 — момент инерции ролика относительно оси ролика,
кг -м2-,

/мет — момент инерции движущегося металла, приведенный
к оси ролика, кг -м2;

.1 к — момент инерции двигателя и редуктора.

Полный момент двигателя, развиваемый при ускорении:

М

(грСр+ Смет) Цш+Смет/Ю 2	г ,	,	,

._____________л	2^ I -р^р ~*~лмет

'Чн	гт1н^р

(11-36)

В уравнении (11-36) плюс соответствует ускорению, минус — за-
медлению.
Если при движении металла по роликам сила инерции металла
Т = 6а- больше сил трения между металлом и роликами ОмстЦб,
то произойдет проскальзывание. При этом критическое ускорение

«кр = М6§.

(11-37)

По этой причине не следует выбирать ускорения выше критического.

Учитывая, что при горячей прокатке рб = 0,15—0,3, а при хо-
лодной цб = 0,1—0,15, критические ускорения при транспортиро-
вании металла по роликам согласно (11-37):

для горячего металла

ак ^1,47 — 2,94 м]сек2-,

для холодного

ак 0,98 — 1,47 м’сек2.

Предельно-оправдываемый момент

^Пр.О -

(грСр ~Ь Омет) — ^метНб^р -|- Од (ЗрУр. I [ ^д)
21‘т]н	кр ит]н^р ^р/

Здесь знак «плюс» соответствует ускорению, а знак «минус» —
замедлению.

Величина предельно-оправдываемого момента используется для
проверки двигателя по перегрузочной способности и при проверке
заданного передаточного отношения редуктора.

Пример 11-2. Рассчитать моменты двигателя рольганга, если вес ролика
Ор = 28 000 я; вес металла Омет = 59 000 я; количество роликов гр = 10;
диаметр ролика (1р = 0,4 м; диаметр шейки ролика = 0,2 м; передаточное
отношение I = 5,52; к. п. д. номинальный т]и = 0,82; к. п. д. холостого хода
т]х = 0,5 т]н = 0,41; момент инерции ролика 7р = 65,5 кг-м2; момент инерции
двигателя — 32 кг-м2. Момент инерции транспортируемого металла ./мет =
=240 кг • м2; коэффициент трения в шейках роликов рш = 0,01; коэффициент
трения качения металла по роликам / = 0,1 см; коэффициент трения при бук-
совании [1б = 0,3.

Решение.

Момент холостого хода рольганга

, грЦ>^шНш _ Ю - 28 000 - 0,2 - 0,01
2|Г]Х	“	2-5,52.0,41

Статический момент при транспортировании металла

(грСр + Снст) + <7мс#10^

(10 • 28 000 + 59 000) 0,1 • 0,01 + 59 000 • 0,1 • 10~г

5,52 • 0,41

176 нм.
Статический момент при буксовании

_____ (^рСр + ^-Тмет) ~Н ^мНб^р _____
сб “	2йн

(10 • 28 000 + 59 000) 0,2  0,01 + 59 000 • 0,3 • 0,4

~	2^5,52 • 0,82

Критическое ускорение

вкр = ЙРб =9,81 • 0,3 = 2,94 м/сек2.

Предельно оправдываемый момент:
при ускорении рольганга

______ (^рб/р 4" 67мет) +1Р-Ш 4“ ФяетНб^р ।
пр-о__2й]н

, О /г0Л> . .Л\	(10-28000 + 59000)0,2-0,01+59000-0,3-0,4 .

+ кр	=---------------2-5,52-0,82----------------+

+ 2'2'М (5,52°о1'5О? + ®'52 Й) = 856 + 4,20 " 5576

при замедлении рольганга

Л1пр. о = — 5427 нм.

Проверка заданного передаточного отношения производится по урав-
нениям (11-5) и (11-6):

. м» । V । - - 176 ~5’52 ,
ор т)нЛ1др+Г \ЛнМдр' +7д	0,82-5576

/7176 • 5,52 \2	10 • 65,5 + 240	.

+ V кб^557б) +--------32------==°’21 + 5’3 = 5'51 •

, _Л1мт]н .т/^иЧн!8 , Л, _	176-5,52-0,82

от Л1ДТ + V к Л4ДТ + / ~	5427	+

//176  5,52 • 0,82\2	10  65,5 + 240 __

V \	5427	) +	32	~

0,15+5,3 = +5,15,

 ___горЧ~ ?от___5,51 +5,15

'о —	9	“	9

Принятое значение передаточного отношения очень мало отличается
от оптимального.

§ 11-6. Ножницы

Назначение н классификация

Ножницы предназначаются для поперечного и продольного реза
в горячем и холодном состоянии прокатанного металла. При этом воз-
можны следующие виды резания металла: 1) резание металла на
мерные длины; 2) обрезание переднего и заднего концов; 3) про-
дольное разрезание широких листов на ленты; 4) обрезание кромок
у листов.
В зависимости от назначения и характера пореза применяют
различную конструкцию ножей. По конструктивному исполнению
ножей различают следующие типы ножниц: с параллельными и с на-
клонными ножами, летучие и дисковые.

Ножницы с параллельными ножами имеют
ножи, режущие кромки которых расположены параллельно. Они
применяются главным образом для резания горячих заготовок
квадратного и прямоугольного сечения холодных мелких профилей.

В конструктивном отношении ножницы разделяются на два
типа: ножницы сверхним резом (движется верхний нож,

Рис. 11-8. Кинематическая схема ножниц с верх-
ним резом:

/ — верхний нож; 2 — нижний нож; 3 — подъемный стол;
4 — разрезаемый металл

нижний неподвижен) и ножницы снижним резом (при реза-
нии движется нижний нож, верхний неподвижен).

На рис. 11-8 представлена кинематическая схема ножниц с верх-
ним резом. Движение от двигателя через редуктор и кривошипный
механизм передается к верхнему ножу. При повороте вала криво-
шипа от верхнего мертвого положения на 180° верхний нож опу-
скается. В нижнем мертвом положении ножи соприкасаются. Под
действием верхнего ножа стол опускается вместе с отрезанным
концом металла. Этот тип ножниц, наиболее простой по кинема-
тике, получил широкое распространение.

На рис. 11-9 представлена кинематическая схема ножниц с ниж-
ним резом. Двигатель через редуктор приводит в движение плаваю-
щий эксцентриковый вал, с помощью которого вначале двигается
верхний нож. После того как нож подойдет к разрезаемому металлу,
он останавливается и начинает двигаться нижний нож, который и
режет металл. Ножницы этого типа получили большое распростра-
7

Рис. 11-9. Кинематическая схема ножниц с нижним
резом:

1 — верхний нож; 2 — нижний нож; 3 — прижим; 4 — пла-
вающий эксцентриковый вал; 5 — редуктор; 6 — двигатели;

7 — путевой командоаппарат; в — разрезаемый металл

Рис. 11-10. Кинематическая схема ножниц с наклонным ножом:

1 — верхний нож; 2 — нижннй нож; 3 — муфта сцепления; 4 — редуктор;

5 — коленчатый вал; 6 — маховик; 7 — текстропная передача; 8 — двнга-
тель; 9 — путевой командоаппарат; 10 — тормоз
нение для резания блюмов и сортового металла высотой более
30—60 мм.

Ножницы с наклонными ножами имеют нижний
нож, установленный горизонтально, а верхний — наклонно

Рис. 11-11. Кинематическая схема барабанных ле-
тучих ножниц:

а — схема ножниц; б — схема резания

(рис. 11-10). Такие ножницы предназначаются для резания горя-
чих и холодных листов, сортового металла пачками.

Летучие ножницы в зависимости от назначения имеют
разную конструкцию. Наиболее часто встречаются барабан-

ные и кривошипные нож-
ницы. Барабанные летучие ножницы
(рис. 11-11) предназначаются для по-
перечного резания тонкого листового
и мелкого сортового проката на ходу.
Недостатком барабанных ножниц яв-
ляется непараллельность ножей при
резании, что влияет на качество по-
верхности металла в месте разреза.
Поэтому для пореза толстых листов
обычно применяются кривошипные
летучие ножницы с поступательно
движущимися ножами.

Дисковые ножницы име-

Рис. 11-12. Дисковые ножницы

ют оба ножа в виде круглых дисков

(рис. 11-12). При резании металла диски вращаются в про-
тивоположные стороны. Дисковые ножницы применяются при ре-
зании движущегося металла весьма большой длины, например,
при обрезании кромок листов, продольном разрезании листов на

ленты.
Режим работы и тип электропривода

Ножницы с параллельными и наклонными ножами, а также лету-
чие кривошипные ножницы имеют кривошипные механизмы. Для
таких ножниц применяется непрерывно работающий привод с за-
пуском и остановкой ножниц с помощью муфты или привод, вклю-
чаемый одновременно с ножницами. В первом случае привод рабо-
тает в двигательном режиме с переменной нагрузкой, в связи с чем
обычно применяется асинхронный двигатель. Во втором случае
двигатель включается каждый раз перед порезом, поэтому режим
работы повторно-кратковременный, с большой частотой включе-
ния, требующий применения двигателя постоянного тока.

Дисковые ножницы работают в длительном режиме. В тех слу-
чаях, когда не требуется регулирования скорости, применяется
асинхронный двигатель, при необходимости же регулирования —
двигатель постоянного тока.

Расчет статических моментов
для ножниц с параллельными ножами

Усилие ножниц с параллельными ножами

Р=т(?н,	(11-39)

где т — удельное сопротивление резанию, зависящее от относи
тельной глубины реза, н!мм2',

О — площадь сечения разрезаемого металла, мм2.

Удельное сопротивление резанию определяется эксперимен-
тально и строится в виде кривых в зависимости от относительной

’ис. 11-13. Кривые удельного сопротивле-
ия резанию нагретой малоуглеродистой
тали при разной температуре в зависимос-
ти от глубины резания

глубины реза е =	— ,

где Ао — начальное значе-
ние толщины металла; А —
текущее значение толщи-
ны; Ао — А глубина реза.
На рис. 11-13 приведены
кривые удельного сопротив-
ления резанию при разной
температуре в зависимости
от относительной глубины
резания.

Для расчета удобно вы-
разить усиление резания в
зависимости от угла пово-
с рота вала . кривошипа. С
этой целью предварительно

определяется связь между
углом поворота вала криво-
шипа и относительной глу-
биной реза е.
Зависимость текущей толщины разрезаемого металла /г от угла
поворота вала кривошипа находится по уравнению [Л-56]:

/г = г (1 + соз а) — Нп, (11-40)

где г — радиус кривошипа;
— перекрытие ножей.

Кроме того,

/г = (1—е)/г0.	(Н-41)

Имея кривую т = / (е) и
пользуясь уравнениями (11-40)
и (11-41), можно построить
кривую т = /1 (а) или в ином
масштабе кривую усилия ре-
зания Р = /2 (°0- Построен-
ная таким способом кривая
Р = /2 (а) для конкретного
случая представлена на рис.

50 60 70 80 90 100 НО КО 00 а,град

Рис. 11-14. Кривая усилия резания в
функции угла поворота кривошипа

11-14.

Статический момент на валу двигателя в зависимости от усилия Р
и угла поворота кривошипа а [Л-56]:

Мс = Ллгзша.

(11-42)

§ 11-7. Требования к электроприводам механизмов
реверсивных станов горячей прокатки

Условия работы механизмов реверсивных станов горячей про-
катки примерно одинаковы: все они работают в повторно-кратко-
временном режиме работы с большой частотой включения. Так
как каждый из них может лимитировать работу стана, то преду-
сматривается работа их при повышенной скорости с большими
ускорениями и замедлениями. Так, максимальная скорость переме-
щения верхнего рабочего валка больших блюмингов превышает
150 мм/сек при ускорении 100 мм/сек2-, скорость рабочих рольган-
гов блюмингов более 2,6 м/сек-, скорость перемещения линеек мани-
пуляторов более 1 м/сек-, скорость движения слитковоза более
5 м/сек.

Отсюда возникают общие требования к электроприводам меха-
низмов реверсивных станов горячей прокатки — это быстрое проте-
кание переходных процессов, регулирование скорости, реверсиро-
вание рабочих органов механизмов. Наряду с этим имеются и спе-
циальные требования, связанные с особенностями работы отдель-
ного механизма. Например, привод нажимного устройства и привод
линеек манипулятора должны обеспечить точную остановку и авто-
матическое ограничение момента двигателя при возможных пере-
грузках.
Таким образом, системы управления механизмами должны
строиться по тому же принципу, что и системы управления глав-
ным приводом, т. е. по принципу получения минимального времени
протекания переходных процессов.

Следует считать, что и для приводов механизмов реверсивных
станов горячей прокатки целесообразно при построении схемы
управления ориентироваться не на треугольный график тока дви-
гателя в переходном процессе, а на прямоугольный.

С целью снижения момента инерции, а также повышения надеж-
ности и бесперебойности работы для привода механизмов приме-
няются обычно два двигателя. Питание этих двигателей произво-
дится по системе Г—Д или по системе УРВД. Система Г—Д, как
правило, квадратичная, у которой в качестве возбудителя приме-
няется электромашинный усилитель.

§ 11-8. Переходные процессы в квадратичной
системе Г—Д

Система без гибких обратных связей. Квад-
ратичная система Г—Д в упрощенном виде представлена на
рис. 11-15. На задающую обмотку УГЗ усилителя УГ в процессе

возбуждения генератора подается напряжение, при котором НС
этой обмотки в а раз больше НС, необходимой для создания номи-
нальной э. д. с. усилителя (возбудителя) и номинального тока
возбуждения генератора в установившемся режиме. В конце про-
цесса возбуждения включается отрицательная обратная связь по
напряжению генератора, которая с помощью обмотки УГН, дей-
ствующей, встречно обмотке УГЗ, снижает результирующую НС
усилителя до номинальной величины.

Квадратичной системе Г—Д без учета индуктивности силовой
цепи и вихревых токов, считая, что усилитель У Г представляет
собой инерционное звено первого порядка, соответствует блок-
схема, представленная на рис. 11-15, б.

Полагая, что характеристики намагничивания возбудителя и
генератора прямолинейны, напишем исходное уравнение для ра-
зомну той системы:

«Л = (1 + Тур) (1 + Тгр) (1 + Ткр) Сесо. (11-43)
Общее решение этого уравнения имеет вид

I __1	___1_

со= Л04-Лхе Гу + Лае Гг+Л3е Г”,	(11-44)

где постоянные интегрирования определяются по уравнениям

_ _ л__________1у_______

1- Ло (Гу-Гг)(Гу-Тм)
7-а

>2- Ло (7-г_7-у)(Гг_т-н)
'Т'З

____д __________________

3~	° (7м-7у)(/м-'Л)

Из уравнений (11-43) и (11-44) следует, что при I = со

Ао =	= аю0,

следовательно,
Г,	ту

г’-аЦ (7-у_7-г)(7-у__т-м)^	(Гг-Ту) (Гг-Т„)

(11-45)

(11-46)

е г —

т2 1

“ (К-ТуПТи-Г) ] ’	(1 1 '47)

где V = — — относительная величина скорости;

О)о
соо — скорость идеального холостого хода.

Уравнение для определения времени процесса пуска двигателя /0
можно получить из (11-47), если предположить, что Т,.,<^ТГ и
Г? Тт. В этом случае, пренебрегая вторым и четвертым членами
уравнения (11-47), как сравнительно малыми при / = 10, будем

иметь

(0 = 7\. 1п

а
(ГП

у’З

(Тг-ТуМТ'-Г^

(11-48)
Дифференцируя (11-47) и учитывая, что
«До = Т„рСеа,

(11-49)

получим

(Гу — 7М) (Гу— Гг)

(Тг-Ту)(Тг-Та)

____/

Г1
е

I



е

I



м

Им - 1У) (Т„ - Тг)

(11-50)

I	к

где I = т; 1К = ~

Ев

7?оТн

Кривые, построенные по уравнению (11-50), имеют максимум.
Продифференцируем (11-50) и, приравняв затем полученную произ-
водную нулю, напишем уравнение для определения времени мак-
симума тока:

/	I

__ макс____________________________________ макс
Г	Г„

0 = ------------________|_________-_____________и

(Гу-Гг)(Гу-Гм) + (Т-г-7-у)(7-г-7-м)

__ ^макс

Т
р м

+ Туй = °’	(11 ’51}

которое решается только графически.

Если же 7’г Ту Т„, то можно третьим членом пренебречь,
и тогда из (11-51) следует, что

I - т^Ту 1пД-7м
*'макс т   Т 111 Т   Т

1V	1 у	7 у	* м

или же при Тг Т„ Ту

I = 1п Ту
‘макс 7’ __т ш	.

7 г 1 гл 1 м 7 у

(11-52)

(11-53)

Уравнение для максимума тока получается из (11-50) после
подстановки в него I = /макс и пренебрежения первым или третьим
членом.

В этом случае при Ту Тк

Т

।	— п| __

''макс	Т Т \ Т Т I 1

1 у 1 м \ 1 г	1 м /

при Тм>Ту

т

г _а1 '.Т^1Тк_-Ту771К
макс к Тм— Ту\Тг— Ту)

ГЛР I —
1‘'макс г

1 и
Система с гибкими обратными связями. Ха-
рактерным для систем управления приводами механизмов реверси-
рования станов является сравнительно небольшое значение отно-
Т

шения постоянных времени	равное примерно 10—15. При таких

* м

соотношениях постоянных времени для получения быстрого проте-
кания переходных процессов нельзя применять большие форси-
ровки, так как в этом случае возникают большие пики тока при
неудовлетворительной форме кривой тока. В связи с этим появ-
ляется необходимость увеличить отношение постоянных времени
Т

до целесообразного предела, что и делается с помощью гибких
* м

отрицательных обратных связей. С введением гибких обратных
связей увеличиваются отношения эквивалентных постоянных вре-
Т' Т[.

мени и , что приводит к улучшению формы кривой тока дви-
1 м * у

гателя и к возможности применения высоких коэффициентов фор-
сировки, т. е. в конечном счете к уменьшению времени протекания
переходных процессов.

Так как в рассматриваемом случае три инерционных звена, то
следует применить две гибкие обратные связи, одна из которых
должна охватывать одно звено — усилитель У Г, а вторая — два
звена: усилитель и генератор. Первая гибкая обратная связь выпол-
няется с помощью стабилизирующего трансформатора или с по-
мощью динамического моста, а вторая — в виде отрицательной
обратной связи по динамической составляющей тока, аналогичной
по действию отрицательной обратной связи по производной ско-
рости, т. е. гибкой обратной связи по скорости.

На рис. 11-16, а, представлена квадратичная система Г—Д
с указанными гибкими обратными связями, а на рис. 11-16, б —
блок-схема этой системы без жесткой отрицательной обратной связи
по напряжению генератора (до отсечки форсировки процесса пуска
двигателя).

Для этой системы действительно следующее исходное уравнение:

(аПзнК3 - КкоТтрег - ш7?«Лт) Кг = (1 + Тур) (1 +

+ Тгр)(1 +Тмр)Сеш.	(11-56)

Так как ег = (1 + Тмр)Сеа> и /7?0 = Т„рСеа>, то из (11-56) следует,
что

= [(1 + тур) (1 + Ттр) (1 + тпр) +

+ КМр (1 + Тмр) + оКтКгТмр] сеш. (11-57)

Этому случаю соответствует характеристическое уравнение

тутгт„р3 + [Ту7г + ТуТы + ТГТ„ (1 + КМ ] р2 +

+ [ТУ + т,. (1 + КМ + Тм (1 + аКМ] Р + 1 = 0. (11-58)
Если предположить, что с введением гибких обратных связей
апериодический характер переходного процесса сохраняется, то
характеристическое уравнение

ТУТД'мр8 4" (7 уТг + 7 уТм 4“ Тг7 м) р2 +

+ (Ту + 77 + Тм)р + 1 = 0.	(11-59)

Здесь Ту; Тг; Ты — эквивалентные постоянные времени системы
с гибкими обратными связями, равные обратным значениям корней
характеристического уравнения (11-58).

Рис. 11-16. Квадратичная система Г—Д с гибкими обратными связями:
а — принципиальная схема; б — блок-схема

Уравнения (11-58) и (11-59) тождественны, поэтому соответствую-
щие члены их равны между собой, т. е.

ТуТгТ„ = ТуТ'гТ'м-,	(11-60)

ТуТг 4- ТУТ№ + ТгТи (1 4- КаоКг) =

— ТУТ\ 4- 7 у7н 4- ТеТк",	(11-61)

Ту 4- Л (1 4- КМ 4- тм (1 4- а/<т/<.) = Ту 4- Т’ 4- Ты. (11 -62)

Отсюда получаются следующие расчетные уравнения для опре-
деления коэффициентов усиления гибких обратных связей по из-
вестным действительным и заданным эквивалентным постоянным
времени

Г' у' 4- Т' 7” 4- Т' Т’ _ (т т л.? т л. т т \

т/ V 'у'г~ 'у'и < 'г'и \ 7 у' м I ' у 7 г I ' г' м/

лноЛг =------------------—г?---------------------; (11-63)

1 г* м

аКтК, Е	I тц| (П 64)

* м
Для построения кривой скорости вращения двигателя с учетом
гибких обратных связей следует воспользоваться уравнением (11-47),
подставив вместо действительных значений постоянных времени,
эквивалентные; для определения времени пуска двигателя до
основной скорости — уравнением (11-48); для определения времени
максимума тока — уравнениями (11-52) или (11-53). Для построе-
ния кривой тока можно воспользоваться уравнением (11-50), заме-
нив в нем действительные значения постоянных времени эквивалент-
ными, за исключением электромеханической постоянной времени
Ти, стоящей впереди, т. е. уравнением

/	___1_

г Т'	т'	Т'	т’

. — т т_________-у-_____е у -1______——________е г4-

к м|(г'~гм)(гу~г;)^	+

_ 1

+ (Т'м-Т^(Т'м-Ц)е	]•	(11'65)

Уравнение для максимума тока в этом случае будет:
при Ту > Ты

Т 1Т' — Т'\т'г~т'

1макс = «1К’	(11-66)

1 у 1 М \ 7 г 1 »/

при Ты > Ту

г?

^макс '	'Г'   Г' \ Т'  Т' /	•	' 1-0/)

' м 7 у \ 7 г ' у '

Чем больше по величине выбрана эквивалентная постоянная
времени Тг, тем лучше процесс. Однако увеличение Т'г ограничи-
вается затруднением получить практически большие коэффициенты
усиления гибких обратных связей К„0Д, и а/СтКг.

Рекомендуется следующий порядок расчета системы. Выби-
рается максимально возможный коэффициент форсировки

п — _____<д_-

И
°вг.н

(11-68)

где Дун — номинальное напряжение усилителя;

[Увг „ — номинальное напряжение возбуждения генератора.

По приближенной формуле

Г; = аДк_7м	(Ц-69)

1макс

определяется эквивалентное значение постоянной времени генера-
тора. После этого эквивалентные значения остальных постоянных
времени выбираются, исходя из условия (11-60).
Далее по уравнению (11-66) или (11-67), задаваясь величиной
максимума тока 1иакс, находят коэффициент форсировки а. Для
более точного определения коэффициента а следует по уравнению
(11-65) построить кривую тока при а = 1 и определить максимум
тока 1мако Тогда потребный коэффициент форсировки находится
из соотношения

1макс

1 макс

(11-70)

где ьМакс — заданная величина максимума тока.

При выборе эквивалентных постоянных времени следует иметь
в виду, что если одна из выбранных эквивалентных постоянных
времени равна наименьшей действительной, то коэффициент усиле-
ния обратной связи по току о/(т/(г = 0, т. е. в этом случае отпадает
необходимость в ее применении. В этом нетрудно убедиться, если
в уравнениях (11-60), (11-61) и (11-62) положить Ту = Тм или
Тм = Т'к, где Тм — наименьшая постоянная времени. Если же
одна из выбранных эквивалентных постоянных времени Ту или Д,
больше наименьшей действительной постоянной Ту Тм, то обрат-
ная связь по току должна быть не отрицательной, а положительной.

С учетом сопротивления динамического моста коэффициент уси-
ления усилителя от действия обмотки обратной связи по первой
производной э. д. с. генератора:

Здесь йу„о — число витков обмотки УГГ усилителя У;
7?по = г11О + гпод — сопротивление цепи обмотки УГГ без учета

сопротивления моста;

гп — сопротивление плеча потенциометра;

г„д — дополнительное сопротивление в цепи обмотки
возбуждения генератора;

гвг — сопротивление обмотки возбуждения генера-

тора.

Из (11-71) следует, что

Гнод

РуИ-но-«г (1 + ^1
__________2__гвг/

(11-72)

Для решения этого уравнения необходимо задаться дополнитель-
ным сопротивлением цепи обмотки возбуждения генератора гвя.

При этом следует учитывать, что с увеличением сопротивления
гвд увеличивается сигнал обратной связи, что желательно, но в то
же время увеличиваются и потери в цепи возбуждения генератора.
432
В рассматриваемом случае на практике задаются отношением у—
в пределах примерно 0,3—0,5.

При сбалансированном мосте в установившемся режиме имеет
место равенство

где /1!г„ — ток возбуждения генератора в установившемся режиме;
/п — ток потенциометра.

Для определения соотношения ~ по уравнению (11-73) необ-
мвг
ходимо задаться током потенциометра /п.

Произведение коэффициентов Кпо/Сг находится по уравнению
(11-63).

При известных коэффициентах усиления оДтДг, Дг и о допол-
нительное сопротивление цепи обратной связи определяется по
уравнению

г

'тд /г

(11-74)

Здесь гт — сопротивление токовой обмотки усилителя У Г.

Пример 11-3. Дана квадратичная система Г—Д:

Ев = 460в; /п = 445 а; /вги = 6,1 а; А’о = 0,0846 ом; гвт = 5 ом;

г„я-= 1.5 ом; /вгп =6,1а; 1макс = ^с- = 1,6;

7II

Гг = 0,8 сек; Тм = 0,1 сек; Ту = 0,2 сек; Ру = 4;

ау11О = ют = 200; г|1О = гт = 38 ом; а = & =0,1.

Ко

Построить кривые переходных процессов: без гибких обратных связей и
с гибкими обратными связями. Рассчитать параметры обратных связей и ди-
намического моста.

Решение.

Система без гибких обратных связей.

Ток короткого замыкания

= ..46° _122

к Л1 Яо'и 0,0846-445	’’

Подставляя соответствующие данные уравнения (11-47) и (11-50), получим

V =а [1 + 0,667е °-2 — 1,524е °’8 — 0,143е од];

___I	___1_	___1_

I = а1,22[— 3,333е °-2-|- 1,905е	1,428е °-1].

В начале строится кривая тока при а =1 (рис. 11-17, пунктирная кривая 7)
и по ней определяется максимум тока

1макс = °>922-
Потребный коэффициент форсировки

а

1макс

1макс

1,6
“ 0,922

= 1,735.

Далее при а = 1,735 строятся кривые тока и скорости (рис. 11-7, кривые 2
н 3).

Время максимума тока по формуле (11-52)

^макс

7г-7у

Тг-Тм
ту-тк

0,8 • 0,2

“ 0,6

0 7

1п = 0,52 сек.

Потребный коэффициент форсировки по формуле (11-54)

Рис. 11-17. Кривые процесса
пуска двигателя к примеру 11-3:
а — кривые скорости; б — кривые
тока

Гг

1мякс Ту ~	( Тг' Гм \ Гг — Г

1К ' Тк \Ту-Тк)

_ 1,6

12,2

75

0,1\0,1/

Время переходного процесса по фор-
муле (11-48)

г а	7?	1

- Гг 1п г • (Гг_Гу)(7-г _Г7^)] -

=°'81"[В 

= 1,017 сек.

При использовании приведенных фор-
мул получается достаточно высокая точность
расчета основных показателей процесса.

Система с гибкими обрат-
ными связями.

Берем максимально возможный коэф
фициент форсировки

а = 7'УЧ =________—У”________=

^вгн 7ВГН (гвг гвд 4~ гЯу)

6,1 (5 + 2 + 2)

По приближенной" формуле определяем
эквивалентное значение постоянной времени
генератора:

,	1	12 2

7-е = а	Тм = 4,2	0,1 = 3,2.

1макс

Выбираем Т' = 0,0775 сек и Тм —

= 0,0645 сек, исходя из того, что ТгТуТм =

= Т'гТуТ^. После подстановки соответствующих величин в уравнения (11-47)
и (11-65) получим

I

у = а [ 1 + 0,147е °10775 — 1,045е 3’2 — 0,102е ода5]

I	_1_	___/

\=а 1,22 [— 1,91 е °’0775 + 0,327₽ 312 + 1,583в °-06451.
Порядок построения кривых остается прежним.

В результате предварительного построения кривой тока при а = I потреб-
ный коэффициент форсировки а = 4,67.

На рис. (11-17) построены кривые процесса пуска двигателя в системе с
гибкими обратными связями (кривые 4 и 5).

Время максимума тока по формуле (11-52)

^макс

Г'г7'у Гт — Т'к 32 - 0,0775 ,	3,2 — 0,0645

= Ту 1П Т^Т; = 3,1225 1П 0,075 - 0,0645 = °'435

сек.

Потребный коэффициент форсировки по формуле (11-66)

макс ?У ( Гг

тк \ту-тм

3,2

__ 1,6	0,0775 — 0,0645 [ 3,2 — 0,0645 \з,2 — 0,0775

~ Щ ОД	Со,0775 — 0,0645

Время процесса пуска по формуле (11-48)

--- ‘ Г 1*1 I -----------,-------------7----тт— | =
1 (Т'г — Ту) (Т'г — Тм) I

= 3,21п I •	3|2"	. I = 0,905 сек.

|з»,7о	• о,

И в данном случае графическое построение и расчеты по формулам дают
весьма близкое совпадение.

Коэффициент усиления генератора

„ _ Д’о =_________Цс__________=	460	= о 4

г Еуи 4ГИ (гвг + гвд + гяу) 6,1(54-2+2)	”

Коэффициент усиления усилителя от действия обмотки обратной связи по
первой производной э. д. с. генератора (11-63)

ТуТг + ТуТм + ГгТм - (Ту тм + ТУТГ + ТгТи) =

Л1,° ~	Т.ТкКг

0,0775 • 3,2 + 0,0775 • 0,0645+3,2  0,0645—(0,2 • 0,1 +0,2 • 0,8 +0,8 -0,1) П1)1|
“	0,8-0,1-8,4	-0,311.

Коэффициент усиления усилителя от действия обмотки обратной связи по
току (11-64)

„ _ Ту + Тг + Тм — [Ту + Тг (1 + /ГНОКГ) + Тм] =

“	ТкК^

0,075 + 3,2 + 0,0645 — [0,2 + 0,8(1 + 0,311  8,4)+ 0,1]	, с_

“	0,1-8,4-0,1

Задаемся 7П = 0,5а. Тогда сопротивление плеча потенциометра

= 1ВГИ1ВГ =	= 61 0 ОЛ

7П 0,5
Полное сопротивление потенциометра

„ Еуп 230	...

Л. = -^=^ = 460 ом.

Дополнительное сопротивление в цепи обмотки обратной связи по пер-
вой производной э. д. с. генератора (11-72)

4-200—0,311-8,4^1 +^)б

8,4-0,311 (Д + I1)
\м,о /

38 =

800 — 172,4

11,32

38= 17,5 ом.

Дополнительное сопротивление в цепи
току (11 -74)

Вуаут 4 • 200
г --- у__~__- г —__________

тд ” Ку т ~ 1,85

обмотки обратной

38 = 394 ом.

связи

по

Переходные процессы после отсечки фор-

сировки.

Отсечка форсировки процесса пуска двигателя начинается

Рис. 11-18. Блок-схема квадратичной систе-
мы Г—Д с гибкими обратными связями пос-
ле отсечки форсировки

с момента включения в
систему жесткой отрица-
тельной обратной связи
по напряжению генерато-
ра, т. е. когда уг6/г = 6/ср,
Гпг

где у,. = . — — передаточ-
*'пг

ный коэффициент потенцио-
метра; й'ср — напряжение
сравнения (см. рис. 11-16).

На рис. 11-18 представ-
лена блок-схема системы с
гибкими обратными связя-
ми после отсечки форси-
ровки.

Исходное уравнение
для этого случая имеет
вид

[аС73,Лз — ТгКпорег —
-0//?оКт-(Уг6/г-

=(1 +

4 7>)(1 +7>И. (11-75)
Здесь Кп =	— коэффициент усиления усилителя от действия

обмотки отрицательной обратной связи по на-
пряжению.

Учитывая, что ег = щ. + Аг7?0, а //?0 =

ткр

^ + ТмРе‘

после соот-

ветствующих преобразований в (11-75) получим

«Г.ЛзГ + ГрК.Лг = ГЛ V + Гу7\. + Ту7\ + ТтТк (1 +

+ КпоКг)] Р2+Гу + Т\ (1 + КИОКГ) + Тк (1 + оКЛг + ТЛЛГ -

1 + УЛ,Л.} Г-	(11-76)

При этом характеристическое уравнение

тутгтмР* + ГЛ + ТуТм + ТГТК (1 + КМ] р* +

+ Гу + Тг(1 + КМ + Т„ (1 + о/<тЛ’г + Шг -

-уЖОр + 1+ТЛ,ЛГ = О.	(11-77)

Из (11-76) следует, что

оГпАзКг 4~ ГрАи^Г

Здесь Цо  Кроме	— напряжение на якоре двигателя в установившемся режиме при идеальном холостом ходе.			
	того,	ГЛЛг =		(11-79)
Если		Гр = ТгГ	.от»	(11-80)
то		V К К	а	— 1	(11-81)
		1 г А нА г  1	^4'- от	
				

Здесь 6/г.от — напряжение на якоре двигателя, при котором всту-
пает в действие жесткая отрицательная обратная
связь по напряжению.

Уравнение (11-81) может быть использовано для определения
коэффициента усиления замкнутой системы по известному коэф-
фициенту форсировки а и по заданному напряжению отсечки б/г от.
Из (11-81) следует, что чем больше коэффициент форсировки и на-
пряжение отсечки, тем выше должен быть коэффициент усиления
замкнутой системы.

При комплексных корнях характеристического уравнения про-
цесс изменения напряжения на якоре двигателя при пуске его будет
описываться уравнением

Со -ф С±е р>‘ + (С2 сок Ы + С3 Ын Ы) е °1.	(11 -82)
Здесь Со = 1 — установившееся значение напряжения в относи-
тельных единицах;

рг — вещественный корень характеристического уравне-

ния;

а, Ь — вещественная и мнимая части комплексных корней.

Для определения постоянных интегрирования следует восполь-
зоваться системой уравнений

«г (0) = 1 + + с2

«г (0) = — Схрг — аС2 + ЬС3

и? (0) = С1Р1 + С2 (а2 — 62) — 2аЬС3

(11-83)

из которой следует, что

с 11 - «г (0)] (<* + *2) -	(°) ~ иг (0).	П184)

1	0ч — а)г + ь2 ’	'	'

С2 == «г (0) — (1 4-Сх);	(11-85)

С3 = — С1 ~~Р1> + й I1 ~ Ыг <°)1 ~ и'г	(11-86)

Здесь	иг (0) — начальное значение напряжения на яко-

ре двигателя;

«г (0);	(0) — йервая и вторая производные напряжения,

соответствующие началу включения жест-
кой отрицательной обратной связи.

На рис. 11-19 представлены кривые напряжения на якоре дви-
гателя после отсечки форсировки, построенные по уравнению (11-82)

Рис. 11-19. Кривые напряжения генератора после отсечки фор-
мировки при разных значениях напряжения отсечки 1/г(0) и раз-
ных эквивалентных постоянных времени:

1 — Гг = 0,8 сек-, Т ~ 0,2 сек; Гм = 0,1 сек (без гибких обратных свя-
зей); а =1,65; 2 — Т? = 2,0 сек; Т?=0,1 сек; 7^ = 0,08 сек; К,ЮКГ —
= 1,35; аКтКг = 0; а — 3; 3 — 7^ = 4,0 сек; Т' = 0,08 сек; = 0,05 сек;

КНОКГ = 3,3; оКтКг = 3,9; а = 5,46

при разных значениях напряжений отсечки и разных коэффициен-
тах гибких обратных связей. Сравнение кривых показывает, что
с увеличением действия гибких обратных связей максимальная вели-
чина перерегулирования напряжения уменьшается. Так, например,
при отсутствии гибких обратных связей (7Г = 0,8 сек-, Ту = 0,2 сек;
Тк = 0,1 сек) и при иг (0) = 0,9 перерегулирование Л^макс =
= 0,11, а при наличии гибких обратных связей (Т? — 4,0 сек;
Ту = 0,08 сек, Т'м = 0,05 сек) перерегулирование невелико. Умень-
шается, как видно из кривых, перерегулирование и со снижением
напряжения отсечки.

Отсюда следует, что применение гибких обратных связей важно
не только для формирования переходного процесса до отсечки,
но и для снижения величины перерегулирования напряжения на
якоре двигателя после отсечки форсировки. Напряжение отсечки
цг (0) следует брать по возможности большим, так как со сниже-
нием его время установления процесса увеличивается. Однако
следует помнить, что с увеличением напряжения отсечки растет
величина перерегулирования. По этой причине при уже рассчитан-
ных гибких обратных связях напряжение отсечки должно выбираться
с таким расчетом, чтобы величина перерегулирования не превы-
шала допустимого предела.

§ 11-9. Статические режимы

Для получения требуемой формы механической характеристики
привода применяются отрицательная обратная связь по напряже-

Рис. 11-20. Варианты включения обратных связей с отсечками:
а — схема с раздельными отсечками; б — схема с совмещенными отсечками

нию генератора и отрицательная обратная связь по току двигателя,
которые могут быть как непрерывными, так и с отсечками. На прак-
тике встречаются схемы с раздельными отсечками (рис. 11-20,а)
и с совмещенными (рис. 11-20, б).
В установившемся режиме на вход систем при одновременном
действии обеих обратных связей с отсечками приложена результи-
рующая намагничивающая сила Аа>, равная

- (у..С7г - С/ср.„) § - (1К0о - Пср.т) = Лш. (11 -87)

Здесь	ап/ю3 — НС задающей обмотки УГЗ\

(уг17г— 7/срп)~— НС обмотки обратной связи по на-

*\ц

пряжению;

(//?оа— ^срл)^г —НС обмотки обратной связи по току;

уг =	— передаточное отношение потенциомет-

•^'пг

ра генератора ПГ;

гт — сопротивление плеча потенциометра,
с которого подается напряжение в
цепь обратной связи;

/?пг — сопротивление потенциометра;

Пср „ — напряжение сравнения в цепи обрат-
ной связи по напряжению;

6'ср т = °Д1. Ло — напряжение сравнения в цепи обратной
связи по току;

/н. т — начальный ток, при котором вступает
в действие обратная связь по току.

Учитывая, что напряжение генератора

С7Г = ЕГ—Х/7?о,	(11-88)

где X, =	- отношение сопротивления цепи якоря генератора

А о

к полному сопротивлению цепи генератор — дви-
гатель.

Уравнение (11-87) запишем в следующем виде:

+ Пср.„ + о/н.т7?0	-

_ & _	//?о = Аи)	(1! -89)

Полученное расчетное уравнение может быть использовано
для различных случаев включения обратных связей. Так, напри-
мер: при наличии одной обратной связи по току с отсечкой и без
отсечки; при наличии одной обратной связи по напряжению с от-
сечкой и без отсечки; при наличии обеих обратных связей с отсеч-
ками и без отсечек.

Рассмотрим статические режимы в схемах с разным включением
обратных связей.
Схема с одной обратной связью по току

Для схемы с обратной связью по току с отсечкой справедливо
уравнение

т ,	т Г>	ОТОт//?(,	.	...

Л^з +	ДдДо------7^— = Аа>.	(11 -90)

В пределах тока двигателя от 0 до /„ т обратная связь по току
не работает и НС усилителя, а также э. д. с. генератора не зависит
от тока нагрузки. С возрастанием тока нагрузки, начиная со зна-
чения /„ т появляется НС обмотки обратной связи по току, равная
(/—	< которая уменьшает результирующую НС уси-

А.-Г

лителя и э. д. с. генератора.

На рис. 11-21,а представлена обобщенная характеристика хо-
лостого хода 1 системы, у которой по оси абсцисс отложена НС уси-
лителя, а по оси ординат — э. д. с. генератора. Обобщенная ха-
рактеристика строится по характеристикам холостого хода генера-
тора и усилителя при известном сопротивлении цепи обмотки воз-
буждения генератора.

Отложим по оси абсцисс от точки е0, соответствующей э. д. с. холо-
стого хода вправо отрезок еод, равный ЦК1К0, а по вертикали
_________________

вверх — отрезок е0Ь0, равный /н Проведем через точки Ьо и д пря-
мую до пересечения с характеристикой холостого хода. При этом угол
наклона прямой к оси абсцисс <р = агс!§ 

Возьмем на характеристике холостого хода произвольную точку
а. Тогда, в соответствии с уравнением (11-90), отрезок на оси абс-
цисс ее0 =	(/ — Л1.т) До, отрезок ед = /До а отрезок еЬ =

= /До. Следовательно, отрезок аЬ равен э. д. с. двигателя и пропор-
ционален скорости вращения.

Как видно из графика, в точке пересечения прямой Ьд с харак-
теристикой холостого хода (в точке йу) э. д. с. двигателя равна
нулю, а э. д. с. генератора Еуп — /упД0, где /уп — ток упора,
т. е. ток при неподвижном двигателе.

Для удобства построения статической характеристики со = / (/)
отложим по вертикали в четвертом квадранте от точки е± отрезок
; равный в выбранном масштабе току упора /уп, или же от точки
( е0 = отрезок еосо, равный начальному току /нт, и проведем через
точки сг (или с0) и д прямую. Откладывая во втором квадранте по
оси абсцисс, токи двигателя, а по оси ординат соответствующие им
г значения э. д. с. генератора, получим кривую Ег —	(/). В этом

? масштабе проводится прямая /До = /2 (/)• В результате вычитания
из кривой Ег = Д (/) прямой /7?0 = /г (/) получим в некотором
масштабе искомую характеристику со = / (/).
Рис. 11-21. К построению статической характеристики привода для схемы с одной обратной связью по току:
а — при обратной связи с отсечкой; б — при непрерывной обратной связи
Если заданы начальный ток /н т и ток упора /уп, известны ха-
рактеристика холостого хода системы и сопротивление цепи генера-
тор — двигатель, то соотношение параметров цепи обратной связи
находится по уравнению

оа>т /Зда3— Да1уП

КТ (^уп Лз.т) Ко

(11-91)

где Доууп — результирующая НС усилителя в режиме упора,
определяемая по характеристике холостого хода.

При непрерывной обратной связи по току /н т = 0, т. е. отрезок
еод — 0. Системе с непрерывной обратной связью по току соответ-
ствует график, представленный на рис. 11-21, б.

Схема с одной обратной связью
по напряжению генератора

В этом случае при обратной связи с отсечкой действительно
уравнение

аЛа’з + ^ср.н - Ег » +	//?0 = Дю; (11 -92)

из которого видно, что с увеличением тока нагрузки увеличиваются
НС усилителя и э. д. с. генератора.

Для режима идеального холостого хода уравнение имеет вид

<х/вю3 + Пср н — Ео = 13ю3.

(11-93)

Проведем на рис. 11-22 прямую, соединяющую точки е0 и а0.
Тогда, согласно уравнению (11-93), отрезок по оси абсцисс Ае0 =
= Ео и прямая еоОо имеет угол наклона к оси абсцисс, равный
п	--

<р = агс1§ а все отрезки бд, заключенные между продолже-
нием прямой аоео и вертикалью е0до, равны Ег , где Ег — э. д. с.
генератора по характеристике холостого хода. В связи с этим и в со-
ответствии с равенством (11-92) отрезки ба, между продолжением
прямой аоео и характеристикой холостого хода, равны

т. е. они пропорциональны току нагрузки I. Так как углы б±; б2;
р

б3 треугольников а^СЕ, агб2с2 равны агс!§^-^-, то отрезки, заклю-
ченные между характеристикой холостого хода и прямой аоео,
соответственно равны

01^1 — ад0;
Следовательно, ординаты прямой цое0 равны напряжению гене-
ратора, т. е.

Ег — м/?0 = г7г.

Для удобства построения механической характеристики прово-
дятся прямые ае, параллельные аоео. Прямые по горизонтали аодп
отсекают отрезки аоб', пропорциональные току нагрузки. Если из

Рис. 11-22. К построению статической характеристики привода для схемы с
одной обратной связью по напряжению

точки А на оси абсцисс, соответствующей э. д. с. идеального холо-
стого хода генератора Ео, провести под некоторым углом прямую
АБ, то отрезки между этой прямой и осью абсцисс будут также про-
порциональны току нагрузки.

Откладывая во втсром квадранте по оси абсцисс токи двигателя,
а по оси ординат — соответствующие им значения э. д. с. генера-
тора, строят кривую Ет =	(/). В этом же масштабе проводят

прямую 1Е0 =	(/). Вычитая далее из ординат кривой Ег = /у (/)

падение напряжения /7?0 = /2 (Л> получим зависимость Едв —
= /3 (/) или в некотором масштабе характеристику и = / (/). На
рис. 11-22 иллюстрируется построение характеристики «>=/(/)
при наличии в схеме одной обратной связи по напряжению с отсеч-
кой. При непрерывной обратной связи по напряжению методика
построения сохраняется такой же, но учитывается, что Г/ср „ = О,
прямую аоео следует проводить через точку на оси абсцисс, соответ-
ствующую НС задающей обмотки а/3&у3 (точку ео).

При обратной связи с отсечкой напряжение сравнения Г/срп
обычно выбирается равным или несколько меньшим где Г7С
напряжение, к которому подключен потенциометр сравнения ПСН.
Напряжение генератора, как правило, значительно больше напря-
жения Г7ср11. Поэтому сравнение между собой этих напряжений
производится через потенциометр генератора ПГ. В этом случае

#ср.в = Уг^г.от = Уг«^0,	(11-94)

6/г от — напряжение генератора, при котором начинает
вступать в действие обратная связь;

где а =	— относительная величина напряжения отсечки.

^0

Из уравнения (11-94) следует, что

=	(11-95)

Задаваясь а = 0,6—0,85, зная Ео и выбирая Г7ср н, по уравне-
нию (1 Г-95) определяют передаточное отношение потенциометра
генератора уг.

Учитывая (11-95), перепишем уравнение (11-93) в следующем
виде:

а!3^ + аЕ0^~Е0^ = 13^3,
откуда

ТгИ>н = а— 1 .

’1—о ’ Ее •

(11-96)

(11-97)

Из (11-97) следует, что необходимая величина полного сопротив-
ления цепи обратной связи по напряжению

г.	1 —а	Ео

— Уг®.. а |

(11-98)

Эта величина полного сопротивления цепи обратной связи
может быть получена с помощью дополнительного сопротивления,
включаемого в эту цепь. При этом следует учитывать, что полное
сопротивление цепи зависит от сопротивления потенциометров
ПГ и ПСН, с которых снимаются напряжения, подаваемые в дан-
ную цепь. Для определения влияния сопротивления потенциометра
на величину полного сопротивления рассмотрим схему, представ-
ленную на рис. 11-23, а. В этой схеме к генератору Г присоединен
потенциометр ПГ, полное сопротивление которого равно /?пг,
а сопротивление плеча потенциометра — гП1.. Для этой схемы дей-
ствительны уравнения

= /п (Япг — гпг) + (Л — /но) Гпг;	(11 -99)

(/ц Лю) ?пг ~ Лю (гн -|- Гид),	(11-100)

гДе Лю — ток в обмотке обратной связи по напряжению;

/п — ток потенциометра;

гн — сопротивление обмотки обратной связи;

гнд — дополнительное сопротивление в цепи этой обмотки.

Из этих уравнений после соответствующих преобразований по-
лучим

Уг^г = [Гн + Гнд + Гпг (1 — Тг)] Ло-	(11-101)

Таким образом, увеличение сопротивления цепи обмотки, свя-
занное с питанием ее от потенциометра, равняется гт (1—уг).

Рис. 11-23. К расчету сопротивления цепи обратной связи при
наличии потенциометров:

а — без напряжения сравнения; б — с напряжением сравнения

Если обмотка питается от напряжений двух потенциометров,
как это имеет место при обратной связи с отсечкой (рис. 11-23, б),

Ч°	Уг^г —	= И, + Г,1д + г, + гпг (1 — Тг) +

+ <•„„ (1	(11-102)

ГДе СЛУср. н ^ер.н,

— напряжение, к которому подключен потенциометр
сравнения ПСН;

Нпсн — сопротивление потенциометра сравнения ПСН;
г пса — сопротивление плеча потенциометра;

гв — сопротивление вентиля в цепи обратной связи
Таким образом, дополнительное сопротивление цепи обратной
связи по напряжению

г = К —[г +г 4- г (1 — у ) + г (1—у )], (П-103)
нд н 1 Н 1 В * ПГ '	1 Г7 * ПСИ \	1 Ср.Н,Л '	7

где 7?н — сопротивление цепи обратной связи, полученное в резуль-
тате решения уравнения (11-98).

Если < (г,, + гв + гпг (1 — у,) + гпсн (1 — уср. „)], то задан-
ные условия статики не могут быть выполнены. В данном случае
следует снизить сопротивления потенциометров или же увеличить
потребное значение сопротивления /?н. Увеличение можно полу-
чить, как это видно из (11-98), за счет снижения коэффициента фор-
сировки а или уменьшения коэффициента а = рОТ, т. е. умень-
с0

шения напряжения отсечки (7Г. от.

Схема с обратной связью по току и обратной
связью по напряжению без отсечек

Этому случаю соответствует уравнение

а/5ш3 - Ег - & - ^-)	= ^.'	(11-104)

Ан \ Ат Ан /

гт	О», М’гИ’н

При условии	д 11 с увеличением тока нагрузки от

Ат Ан

нуля э. д. с. генератора будет уменьшаться.

Рис. 11-24. К построению статической характеристики привода
для схемы с двумя обратными связями

На рис. 11-24 изображена характеристика холостого хода 1.

Прямая аае0 проведена через точку е0 на оси абсцисс, соответствую-
щую НС задающей обмотки аДа.’3. Угол наклона этой прямой
к оси абсцисс, как и в предыдущем случае, ср = агсЬ*-—-. Следо-
вательно, все отрезки бд, заключенные между прямой аоео и вер-
тикалью о0с0, равны Ег-~^,а отрезки аб, заключенные между
характеристикой холостого хода и прямой аоео, как это следует
/11 1/чл\	/’ПИ’т ХУгИ’иА гп

из равенства (11-104), равны 1-^—---1 1К0, т. е. они пропор-

циональны току нагрузки.

Для удобства построения проводят прямые а2е2, параллель-
ные айе0, а из точки е0 — прямую <?0Л, угол наклона которой к оси
абсцисс выбирается с учетом необходимости получения подходя-
щего масштаба для тока. Дальнейший ход построения соответствует
предыдущему случаю.

Соотношение параметров цепи обратной связи по напряжению
определяется по уравнению (11-97), а сопротивление цепи этой
обратной связи •— по уравнению (11-98), в которых коэффициент
а _ (^от берется равным нулю. Соотношение параметров цепи
обратной связи по току рассчитывается по уравнению

= а/3р3_ А^_у^ (1 __	(11-105)

Ат	'упА®	Ан

Ток упора при заданных параметрах находится графически.
Для этой цели из точки е0 проводится прямая еоа3 под углом на-
клона к оси абсцисс

1

ф = агс!§

Точка пересечения этой прямой с характеристикой холостого
хода будет соответствовать э. д. с. генератора в режиме упора Еуп =

Дп^О*

Схема с обратной связью по току и обратной
связью по напряжению с раздельными отсечками

В заданном случае механическая характеристика привода имеет
в разных областях нагрузки разную степень жесткости. На рис. 11-25
представлена типовая скоростная характеристика при наличии
двух обратных связей с отсечками. В области малых нагрузочных
токов (от 0 до Д) жесткость характеристики высокая; при этом ра-
ботает одна отрицательная обратная связь по напряжению, дей-
ствующая в сторону увеличения жесткости характеристики. В об-
ласти средних нагрузок (от Д до Д) жесткость характеристики пони-
жена и работают обе обратные связи, так как в точке 1 включается
отрицательная обратная связь по току, действующая в сторону
снижения жесткости характеристики. В области больших нагрузок
(от /2 ДО Л) жесткость характеристики очень низкая; в этом случае
работает одна обратная связь по току, так как в точке 2 обратная
связь по напряжению выключается. Построение характеристики
в области малых нагрузок,
когда действует одна обрат- I67

ная связь по напряжению,
производится с помощью урав-
нения (11-92) и показано на
рис. 11-22. Построение харак-
теристики в области средних
нагрузок — с помощью урав-
нения (11-104) и по существу
не отличаются от построе-
ния, выполненного на рис.
11-24. Разница лишь в том,

что отрезки, пропорциональ-
ные току нагрузки, заклю-
чены между характеристикой

холостого хода и прямой еб1,

13

Рис. 11-25. Механическая характеристи-
ка привода при наличии в схеме двух
обратных связей с отсечками

проведенной параллельно прямой из точки е оси абсцисс
(рис. 11-26). При этом точка е соответствует суммарной НС, равной

’ аШ + ^сР.н^+/н.Л^.

В соответствии с равенством (11-89) и графиком (рис. 11-26) от-
резки, заключенные между характеристикой холостого хода и
прямой еб^.



Ан /

Когда напряжение генератора с ростом тока нагрузки снизится
до значения Пг.от, обратная связь по напряжению выключается.
Величина напряжения отсечки Пг.от графически определяется
отрезком Ае3 вертикали, проведенной из точки е3, соответствующей
НС задающей обмотки сс/3ш3, что следует из графических построе-
ний, т. е.	_

_ Тг^’и.	(11-106)

Ае3

Учитывая при этом, что

^о = ^сР.и§,	(11-107)

получим

Ж3 = 1^ср.н=(/Г.от.	(11-108)

1Г
Проведем из точки б2 горизонтали Аб2 прямую я-Д под углом
ф2 = агс!§^^. В этом случае точка пересечения характеристики
холостого хода с прямой будет соответствовать точке 2 скорост-
ной характеристики (рис. 11-26).

Построение характеристики в области больших нагрузок произ-
водится по уравнению (11-90), как указано на рис. 11-21.

Обычно для построения статической характеристики достаточно
определить лишь характерные точки ее, т. е. точки 1, 2, 3.

Рис. 11-26. К построению статической характеристики привода для схемы с
двумя обратными связями с раздельными отсечками

При этом рекомендуется следующий порядок.

1.	По оси абсцисс графика от точки е0 вправо (см. рис. 11-26)
откладывают отрезок

•Гр __М’г^н г р

Ч)*'1	* н.т*хО*

Затем через точку ег проводят прямую егаг, параллельную еоао.
Точка пересечения прямой е^, с характеристикой холостого хода
определяет э. д. с. генератора, соответствующую точке 1 стати-
ческой характеристики.

В этой точке начинает вступать в действие обратная связь по
току, следовательно,

Лит-

2.	Через точку пересечения прямой аое(1 с вертикалью Ае3
проводят горизонталь Абг, а через точку пересечения этой горизон-
тали с прямой бге — прямую а2б2 под углом к горизонтали Т2 =
= агс!§ В этом случае точка пересечения прямой а2б2 с харак-
теристикой холостого хода определяет э. д. с. генератора, соответ-
ствующую точке 2 статической характеристики.
В точке 2 обратная связь по напряжению размыкается, остается
одна обратная связь по току. При этом ток двигателя /2 опреде-
ляется так же, как на графике, изображенном на рис. 11-21.

3.	Точка 3 статической характеристики определяется по напря-
жению упора

^3 = ^уп = 7упТ?0.

Соотношение параметров обратной связи по напряжению опре-
деляется уравнением (11-97), а обратной связи по току — урав-
нением (11-91).

Схема с совмещенными отсечками

Особенностью схемы с совмещенными отсечками (рис. 11-20,6)
является отсутствие внешних напряжений сравнения в цепях об-
ратных связей, что является существенным преимуществом ее по
сравнению со схемой с раздельными отсечками. Напряжением срав-
нения для обеих обратных связей в такой схеме служит падение на-
пряжения на обмотке управления. В области малых нагрузочных
токов падение напряжения /угу на обмотке управления УГУ больше
падения напряжения на сопротивлении силовой цепи о77?0 (см.
рис. 11-20, б). В этом случае при наличии вентиля В2 напряжение
а/7?о не оказывает влияния на величину тока обмотки, т. е. контур
тока обмотки УГУ от напряжения о/7?0 разомкнут, включена лишь
одна обратная связь по напряжению без напряжения сравнения.
Поэтому при малых нагрузках справедливо уравнение

а/3ш3-Ег^+’^/7?0 = Яшу. (11-109)

Обратная связь по току начинает вступать в действие (точка 1
характеристики (рис. 11—25), когда с ростом тока нагрузки напря-
жение о77?0 станет равным напряжению на обмотке УГУ, т. е. когда

о/н.Ло = ^гу,	(И-ИО)

или

/и.т/?о^у- = Пг1»,	(П-1П)

* у

где 1/т1 — напряжение генератора, соответствующее началу ра-
боты обратной связи по току;

/?н — сопротивление цепи обратной связи по напряжению
генератора;

гу — сопротивление обмотки УГУ.

Напряжение ПГ1 обычно очень мало отличается по величине
отэ. д. с. генератора Ео. Если в уравнении (11-111) принять (Гг1 =
= Ео, то

=	(П-Н2)

'у
В то же время из уравнения (11-109), написанного для режима
идеального холостого хода, следует, что

(а-1)/3ш3 = 50^.	(11-113)

^Н

В результате некоторых преобразований в уравнениях (11—112)
и (11—113) получим

Уравнение (11-114) показывает, что коэффициент форсировки
зависит от заданного значения тока /„ т, или значение тока 1Г =
= /н. т зависит от коэффициента форсировки. Это означает, что при
выбранном коэффициенте а нельзя произвольно задаваться током 1Г.
Он однозначно определяется по уравнению (11-114). Таким образом,
в схеме с совмещенными отсечками выбор коэффициента форсировки
должен производиться не по динамическим, а по статическим ре-
жимам, что является недостатком схемы с совмещенными отсечками.

С ростом нагрузки напряжение генератора уменьшается, при
этом действие обратной связи по току усиливается, а по напряже-
нию ослабляется. При токе нагрузки, равной /а, и соответствующей
точке 2 характеристики (рис. 11-25), падение напряжения в плече
потенциометра будет равно падению напряжения в обмотке управ-
ления:

Уг^а ~ ^у2^у-

При этом обратная связь по напряжению генератора разом-
с! Р

кнута, (У2 = С/г от, а ток обмотки управления /уа =	”.

Следовательно,

=	(11-115)

где /?т — сопротивление цепи обратной связи по току.

При значениях тока двигателя I /а действует одна обратная
связь по току без напряжения сравнения. В этом случае справед-
ливо уравнение

а/3®з — /Ко = Лшу.	(11-116)

-ГУт	*

В области средних нагрузок при одновременном действии обеих
обратных связей питание обмотки УГУ производится от двух напря-
жений (о/7?0 и Тг^г)- Тогда уравнение баланса НС имеет вид

а/3ш3 — Е? —
гвд

Уг^’у________

1 + -Ь-+ М
гвд гтд /

стгиу угЛдау

1Ео = ЛйУ,

1 + ~у_+ _гуЛ
Гвд ГТД )

(11-117)
где г11д — дополнительное сопротивление в цепи обратной связи
по напряжению;

гтд — то же в цепи обратной связи по току.

Уравнение (11-117) громоздко, и его использование для построе-
ния характеристики связано со сложными графическими вычисле-
ниями. Обычно для практических целей достаточно определить лишь
граничные точки механической характеристики.

При этом рекомендуется следующий порядок расчета.

1.	Если задан ток /х = /,,.т, то по уравнению (11-114) опре-
деляется коэффициент форсировки.

Рис. 11-27, К построению статической характеристики привода
для схемы с двумя обратными связями с совмещенными отсеч-
ками

2.	По уравнению (11-113) находят соотношение параметров
цепи обратной связи по напряжению генератора У~у-.

3.	От точки е0, соответствующей НС задающей обмотки, вправо
по оси абсцисс откладывают отрезок еоех = - " н /нт/?0 и проводят
____________________________	Кн

прямую е^, параллельную соао (см. рис. 11-27). Точка пересечения
этой прямой с характеристикой холостого' хода (точка йх) будет
определять э. д. с. генератора Ег, соответствующую точке 1 стати-
ческой характеристики.

4.	Соотношение параметров цепи обратной связи по току
находят решением уравнения (11-116).	___

5.	Вверх по вертикали из точки е0 откладывают отрезок е0А =
= от — аЕ0, а из точки А проводят прямую Аа2 под углом к го-
ризонтали ф2 =агс!§-^1-. Точка пересечения прямой Аа2 с харак-
теристикой холостого хода (точка а2) определяет э. д. с. генератора
Е2, соответствующую точке 2 статической характеристики.
6.	Из точки ео проводится прямая еоа3 под углом к оси абсцисс
4?! = агс1§(^~. В этом случае ток /2 определится из графика, учи-
тывая, что отрезок

— , п
^2^0 ХдГхо Д' "

Пример 11-4. Рассчитать для схемы с раздельными отсечками (см. рис. 11-20,
с) параметры цепей обратных связей и построить механическую характеристику
привода.

Данные э.д.с. идеального холостого хода

Ео = 500в; /„ = 500в; соо = 78,5 рад/сек; /?0 = 0,0833 ом; Л = 0,4;

а — 0,1; а = -дг21 = 0,7; С7ср.и = 110в; к»н =	= 230 витков;

г = г = Ю ом\ Л = /н т = 1,27„ ~ 600а; /,Ч1 = 2,4/н = 1200а.

Коэффициент форсировки а = 4. Обобщенная характеристика холостого
хода представлена на рис. 11-28.

Рис. 11-28. Построение статической характеристики привода для
схемы с двумя обратными связями с раздельными отсечками. К
примеру 11-4

Решение.

Коэффициент э. д. с. двигателя

Се = —°=^ = 6,37.
е ы0 78,5

Напряжение отсечки

б'г. от — аЕ0 = 0,7  500 = 350 в.

НС усилителя, соответствующая э. д. с. генератора Ео (определяется по
характеристике холостого хода), /3ш3 = 20.

Соотношение параметров цепи обратной связи по напряжению (11-97)

Ун^н = «— 1 /3и>3 _ 4—1 20 _

/?„	1 — а ‘ Ео 1 — 0,7 500 ~ ’

Передаточное отношение потенциометра генератора (11-94)

Уг =

_ ПО
“ 350

= 0,316.
Сопротивление цепи обратной связи по напряжению (11-98)
г> _Тн®н(1-«) Ео _ 0,316-230(1 -0,7) 500
(а—1) ‘/3ад3	4—1	'20	8

Задаемся сопротивлением потенциометра генератора

/?пг =	= 250 ом

и сопротивлением потенциометра сравнения

^псн = -^= 110 0Л/-

Если напряжение сети Дс = 220 в, а напряжение сравнения ^/ср.н=110в,
то

Дополнительное сопротивление в цепи обратной связи по напряжению
без учета сопротивления вентиля (11-103):

гнд — [гн + /?пгуг (1 уг) + /?пснУср. н (1 Тер. н)1 =

= 182 —[10 + 250-0,316(1 —0,316) + 110-0,5(1 —0,5)] = 90,4 ом.

Соотношение параметров цепи обратной связи по току (11-91)

= а/3та>3 — Лтоуп =	4-20 — 9	= .

/?т /уп#о —(1200 — 600)-0,0833	’ 

Здесь Дц>уп = 9 определена по характеристике холостого хода.

Сопротивление цепи обратной связи по току

= «ЦЛ „„т _ (,200-ТО). 00833	. ™ = ,, ом

а/3ио3 — Ли»уп	4-20 — 9	’

Дополнительное сопротивление в цепи обратной связи по току
гтд = /?т — гт = 16,2 — 10 = 6,2 ом.

Из точки А, соответствующей НС задающей обмотки о.13хю3 = 80 и напря-
жению отсечки, проводим прямую Аа0 (рис. 11-28). Затем откладываем по вер-
тикали от точки А вверх отрезок Абу, равный Х7Н.ТДО, а из конца этого отрезка
(из точки б]) проводим прямую буаъ параллельную прямой Аа0. Точка пересе-
чения характеристики холостого хода с прямой буПу определяет э. д. с. генера-
тора Еу — 520 в, соответствующую точке 1 характеристики.

Скорость вращения двигателя в точке 1

Дп —/н.т^о 520-600-0,0833 „о ,,
>г =	---= 73,8 рад/сек.

ал

Из точки б2 проводим прямую под углом ф2= агс12++ (через точку бх).
При этом точка пересечения характеристики холостого хода с прямой б2б1 оп-
ределяет э. д. с. генератора Ег2 = 385 в соответствующую точке 2 характери-
стики.
Ток, соответствующий точке 2 статической характеристики:

- 0,0833

1116 а.

Здесь — е2Ь2 = 93 определяется из графика.

Скорость вращения двигателя в точке 2

/:Г2 — ^2^0	385 — 93 ле а л/

— г = -----------------ёо~7~~ ~ 45>9 РО()1СеК-

Падение напряжения 12Е„ = 93 в определено графически.

Пример 11-5. Рассчитать для схемы с совмещенными отсечками (см. рис. 11 -20,
6) параметры цепей обратных связей и построить механическую характеристику
привода.

Данные. Э. д. с. идеального холостого хода Ео = 500 в; /н = 500 а;
/?0 = 0,0833 ом; соо = 78,5 рад/сек; к = 0,4; о = 0,1; О1у = 230; гу = 10 ом;
Л = 1цт= 1>27н = ООО а; 1уп = 2,4 /и"= 1200 а; а —	= од. Обобщенная

Р-о
механическая характеристика представлена на рис. 11-27.

Решение.

Коэффициент э. д. с. двигателя

р
Се = ^

соо

500

78,5

= 6,37.

По характеристике холостого хода НС, соответствующая э. д. с. генератора
Ео = 500,

13ю3 = 20.

Коэффициент форсировки (11-114)

а = 1

/„. т#в —у-	600  0,0833 0,1 '^30

гу . ! ।	1°

Соотношение параметров цепи обратной связи по напряжению

=	= 75^ = 0,23.

От точки е0, соответствующей НС задающей обмотки а/3и>3 — 6,75 -20=135,
вправо по оси абсцисс откладываем отрезок

ЛА = X —— /н. т/?0 = 0,4 • 0,23  600 • 0,0833 = 4,6.

/'н

Проводим прямую е^, параллельную еоао и находим э. д. с. генератора,
соответствующую точке 1 статической характеристики: Ех — 512 в.

Скорость вращения двигателя

Ег — /нт/?0	512-600-0,0833	.	,,

С01 =	1 с х° =-----------’---------= 72,0 рад/сек.

Соотношение параметров цепи обратной связи по току (11-116)

<Тгг»У а/3ге»3 — -4гИуП_	135 — 9	_ .

1200 • 0,0833 “ ’ ‘
Здесь Льууп = 9 найдено по характеристике холостого хода генератора для
Еуп = 1200-0,0833=100 в. ________

Проводим из точки е0 прямую е0о3 под углом к оси абсцисс

*1=гаГС*Д

^Т^б’

а из точки А — прямую Аа2 под углом

,	, Х/?т ♦ 0,4

= ЭГС1Е = аГСТ8 1Д6 •

Ордината точки пересечения прямой Аа2 с характеристикой холостого хода
Е2 = 387 в.

Ток нагрузки, соответствующий точке 2 статической характеристики, оп-

ределяется из графика, учитывая, что е2с0 = /2/?0 ^у- = 119,
г?т

т. е.

119

^2^0

2 отоу 0,0833-1,26
/?т“

Скорость вращения двигателя в точке 2

= 1137 а.

а>2

Е2 —	_ 387 — 1137 - 0,0833

Сс

6,73

46 рад/ се к.

Сопротивление цепи обратной связи по току

п /уп#о „	1200-0,0833

/<т = —-----------Ои’г = —,	п— 0,1  230 = 18,2 ом.

а/3то3—ЛтоуП у 132 — 9	’

Дополнительное сопротивление цепи обратной связи по току

гтд = /?т — гт — гв = 18,2— 10 = 8,2 ом.

Здесь сопротивление вентиля В2 принято равным нулю.

Передаточное отношение потенциометра генератора (11-115)

„ _ огу /2/?0 _ 0,1 • 10 - 1137  0,0833 _

Тг Ят'М-.от 18,2-350	’ 1 •

Сопротивление потенциометра генератора

п Ев 500 осп
/?пг = т~ —	= 250 ом.

Здесь 1„т = 2 а.

Сопротивление плеча потенциометра

гпг = /?11Гуг = 250 • 0,0182 = 4,55.

Сопротивление цепи обратной связи по напряжению (11-113)
уг^у Ео 0,0182-230 500

Ри = сГ=.1 7^Г = —575-------20 =18'2шг-

Дополнительное сопротивление в цепи обратной связи по напряжению

Гнд=/?н-ку + гв + гпг(1-уг)1= 18,2-[10 + 4,55(1 — 0,0182)1 = 3,73 ом.

Здесь сопротивление вентиля В1 принято равным нулю.
§ 11-10. Описание работы схемы электромашинного
управления электроприводом механизмов реверсивных
станов

На рис. 11-29, а, б представлена развернутая принципиальная
схема управления двигателями нажимного устройства реверсивного
стана горячей прокатки. Такая схема может быть применена для
любого механизма реверсивного стана. При этом изменения, свя-
занные с особенностями конкретного механизма, не имеют прин-
ципиального характера. Схема предусматривает различные вариан-
ты включения двигателей Д1 и Й2, что осуществляется с помощью
переключателя П1 и рубильников 2Р, ЗР. Переключатель П1 имеет
два положения: нормальное Н и аварийное А. В нормальном поло-
жении переключателя П1 двигатель Д/ получает питание от генера-

Рис 11-29. Принципиальная схема управления приводом нажимного устрой
458
тора Г1, а двигатель Д2 — от генератора Г2. В аварийном положе-
нии (один из генераторов вышел из строя) двигатели Д1 и Д2 сое-
диняются между собой последовательно и получают питание от
одного из генераторов Г1 или Г2 в зависимости от того, какой из
рубильников 2Р или ЗР замкнут. В этом случае двигатели рабо-
тают с половинной номинальной скоростью вращения.

Обмотки возбуждения генераторов ОВГ1 и ОВГ2 получают
питание от электромашинного усилителя УГ. В рассматриваемой
схеме используются три обмотки усилителя: задающая обмотка
УГЗ, обмотка управления УГУ и обмотка гибкой обратной связи
УГГ.

Задающая обмотка УГЗ подключается через реверсивный кон-
тактный мостик на напряжение сети. Дополнительное сопротивле-

ства реверсивного стана горячей прокатки (с совмещенными отсечками)

459
ние в цепи задающей обмотки гзд выбирается с таким расчетом,
чтобы намагничивающая сила обмотки а/3ау3 равнялась выбранной
по условиям статического режима.

Обмотка гибкой обратной связи УГГ в рассматриваемом случае
подключена на вторичную обмотку стабилизирующего трансфор-
матора, на первичную обмотку которого подается напряжение
усилителя У Г.

Регулирование скорости вращения двигателей в две ступени
производится изменением напряжения генераторов. При этом наи-
большая скорость вращения получается за счет увеличения сопро-
тивления потенциометра генератора /?пг, т. е. уменьшения переда-
гпг

точного отношения потенциометра уг = ~, что приводит, как это
Ап г

видно из (11-95), к увеличению э. д. с. генератора Ео. Регулирование
скорости вращения двигателей изменением потока схемой не пре-
дусматривается. Обмотки возбуждения двигателей ОВД1 и ОВД2,
рассчитанные на напряжение НО в, включены через дополнитель-
ные сопротивления на напряжение 220 в. Дополнительные сопро-
тивления управляются контакторами 1КФ, 2КФ для кратковремен-
ного усиления поля двигателей в процессе пуска двигателя.

Применительно к электроприводу нажимного устройства в схеме
предусмотрены контакты путевого выключателя ПВ, связанного
с валом нажимного устройства. Путевой выключатель ПВ имеет
пять контактов: ПВ1 — для остановки нажимного устройства в
крайнем верхнем положении рабочего валка; ПВЗ — для остановки
нажимного устройства в крайнем нижнем положении рабочего
валка; ПВ2 и ПВ4 — для предварительного снижения скорости
перемещения валка вблизи крайних положений (ПВ2 размыкается
при подходе к крайнему верхнему положению, ПВ4 — при под-
ходе к крайнему нижнему положению); ПВ5 — для подачи импульса
на срабатывание электромеханических тормозов ТМД1, ТМД2
в крайних положениях механизма. Контакт ПВ5 в этих положениях
размыкается. Схема работы контактов путевого выключателя изоб-
ражена на рис. 11-29.

Включением рубильника 1Р подается напряжение на цепи уп-
равления. При этом срабатывает контактор КП, с помощью кото-
рого подключаются на напряжение сети обмотки возбуждения
ОВД1 и ОВД2 двигателей. Контактор КП предназначается для на-
дежного размыкания цепи с очень большой индуктивностью (цепи
обмоток возбуждения ОВД1, ОВД2) после отключения цепей управ-
ления рубильником 1Р.

В нулевом положении командоконтроллера замкнут контакт
КК1 и НЗ контакт реле напряжения 1РЭ. Вследствие этого при
замкнутых контактах блокировочных и защитных реле включится
нулевой контактор КН. Катушка реле напряжения 1РЭ подключена
к напряжению генератора и его НЗ контакт замкнут при отсутствии
напряжения генератора. Такая блокировка запрещает повторное
включение двигателя после срабатывания защиты, если напряжение
генератора не снизилось до минимального значения.

В цепь катушки контактора КН включены НЗ контакты реле
повышенного напряжения генераторов 1РВН и 2РВН, НО контакты
реле нулевого тока 1РНТ и 2РНТ цепей возбуждения двигателей,
НЗ контакты максимальных токовых реле 1РМ, 2РМ цепей двига-
телей. В цепь контактора КН введены также ножи переключате-
лей П2, ПЗ, блокировочные контакты рубильников 2Р, ЗР и пере-
ключателя 77/, с помощью которых предотвращается включение
контактора КН при неправильной установке рубильников 2Р, ЗР
и переключателей 77/, 772, ПЗ. Кроме того, в цепи контактора КН
имеется блокировочный контакт А магнитного пускателя привод-
ного двигателя усилителя У Г, контакты КЛ контакторов привод-
ных двигателей генераторов, благодаря чему включение контак-
тора КН и схемы управления невозможно при неработающих пре-
образовательных агрегатах. Контакт КП в цепи контактора КН
создает последовательность в работе контакторов КП и КН: вначале
должен включиться контактор КП и после этого контактор КН.

С подключением нулевого контактора КН на напряжение сети
замыкаются НО контакты КН в цепи катушек линейных контакто-
ров 1Л, 2Л. При этом двигатели присоединяются контактами 1Л,
2Л к генераторам. Последовательное соединение контактов КН
применено для получения более надежного разрыва цепи катушек
мощных линейных контакторов 1Л, 2Л.

При включении рубильника 1Р получают питание реле с выдерж-
кой времени РФТ (форсировки электромагнитных тормозов),
РФВ и РФН — реле форсировки потока двигателей. После срабаты-
вания реле РФТ включаются контакторы 1КФТ, 2КФТ, которые
закорачивают дополнительные сопротивления в цепях катушек
электромеханических тормозов ТМД1, ТМД2. Замыкание контак-
тов реле РФВ, РФН не вызывает подключения контакторов фор-
сировки поля двигателей 1КФ, 2КФ на напряжение сети в нулевом
положении командоконтроллера, так как при этом контакты ревер-
сивных контакторов В и Н в цепи контакторов 1КФ, 2КФ разом-
кнуты.

П у с к д в и г а т е л е й наповышенную скорость
в направлении «Вперед» производится переводом командо-
контроллера из нулевого во второе рабочее положение «Вперед».
При этом размыкаются контакты КК1 и замыкаются контакты
КК2, ККЗ, КК5. Контактор КН после размыкания КК1 продол-
жает получать питание через блок-контакт КН. При этом получит
питание катушка контактора В и включится на напряжение задаю-
щая обмотка УГЗ. Через контакт КК2 получат питание контакторы
1Т, 2Т, электромеханические тормоза ТМД1, ТМД2 включатся
на напряжение сети при закороченных дополнительных сопротив-
лениях, чем предусматривается форсированное нарастание тока
в катушках тормозов и быстрое их срабатывание. С размыканием
НЗ контакта 2Т теряет питание катушка реле РФТ, с выдержкой
времени отключаются контакторы 1КФТ, 2КФТ и в цепи катушек
тормозов вводятся дополнительные сопротивления, ограничиваю-
щие дальнейшее возрастание токов в этих катушках.

При замыкании контакта В через закрытый НО контакт РФВ
включаются контакторы 1К.Ф, 2КФ, что приводит к закорачиванию
части дополнительных сопротивлений в цепях обмоток возбужде-
ния двигателей и к усилению потоков их. Усиление потоков двига-
телей производится кратковременно, что необходимо для увеличе-
ния пускового момента двигателей. С размыканием НЗ контакта В
обесточивается цепь реле РФВ, вслед за этим с выдержкой времени
снимается напряжение с катушек контакторов 1КФ, 2КФ и допол-
нительные сопротивления вновь вводятся в цепи обмоток возбужде-
ния двигателей. Через контакт КК5, замкнутый в начале пуска
контакт 1РЭ получит питание контактор ускорения У, который
разомкнет свой НЗ контакт и увеличит сопротивление потенцио-
метра. Под влиянием НС задающей обмотки УГЗ возрастает фор-
сированно э. д. с. усилителя УГ, что вызовет в свою очередь фор-
сированное возрастание токов возбуждения обмоток ОВГ1, ОВГ2
и э. д. с. генераторов. Когда напряжение генераторов достигнет
примерно 50 в, реле 1РЭ втянется, его НО контакты замкнутся,
а НЗ разомкнутся. Через замкнувшийся контакт 1РЭ получит пита-
ние катушка контактора ТВ, который затем самоблокируется своим
НО контактом ТВ. При этом питание катушки контактора ТВ
производится независимо от состояния контакта В. После размы-
кания НЗ контакта 1РЭ в цепи катушки контактора У эта цепь
кратковременно разрывается и затем опять присоединяется к на-
пряжению сети контактом ТВ. Чтобы при таком разрыве цепи
контактор У не отключился, его катушка с помощью НЗ контак-
тов ТВ и ТН шунтируется сопротивлением СР, что создает
замедленное снижение тока в катушке У при снятии с нее напря-
жения.

При возрастании напряжения генератора примерно до 200 в
срабатывает реле 2РЭ. НО контакты 2РЭ замыкаются, подготавли-
вается к подключению цепь катушки контактора Н, которая полу-
чит питание сразу же после перевода командоконтроллера из ра-
бочего в нулевое положение. Второй НО контакт реле 2РЭ, замы-
каясь, создает обходную цепь питания катушек контакторов 1Т, 2Т.

В начальной стадии процесса пуска двигателей напряжение
генераторов невелико, поэтому ток управляющей обмотки УГУ
определяется только напряжением на сопротивлении силовой цепи
гс, т. е. в процессе пуска двигателей действует одна непрерывная
обратная связь по току (напряжение сравнения отсутствует).
Когда напряжение генераторов достигнет значения, близкого к но-
минальному (напряжения отсечки Ц..от), вступит в действие обрат-
ная связь по напряжению, осуществляющая отсечку форсировки
процесса возбуждения генераторов. В конце процесса ток двига-
теля снизится, напряжение на дополнительном сопротивлении сило-
вой цепи уменьшится и обратная связь по току разомкнется.

Для пуска двигателя на пониженную ско-
рость командоконтроллер ставится в первое рабочее положение.
В этом случае размыкается контакт КК1 и замыкаются контакты
КК2, ККЗ. Контакт КК5 остается разомкнутым, поэтому контак-
тор У не получит питания. В первом рабочем положении напряже-
ние генераторов меньше напряжения срабатывания реле 2РЭ.
Увеличение уставки реле 2РЭ получается за счет введения в цепь
этого реле дополнительного сопротивления, что выполняется с по-
мощью НО контакта У. НЗ контакт У закорачивает часть сопротив-
ления потенциометра, что вызывает увеличение действия отрица-
тельной обратной связи по напряжению и, как следствие, умень-
шение установившегося значения э. д. с. генератора и скорости вра-
щения двигателя. В остальном процесс пуска двигателей протекает
аналогично предыдущему.

Для торможения двигателей с повышен-
ной скорости «Вперед» командоконтроллер следует
перевести из второго положения «Вперед» в нулевое. При этом раз-
мыкаются контакты КК2, ККЗ и КК5 и замыкается контакт ККР,
выключаются контакторы В и У; контактор ТВ остается включен-
ным до тех пор, пока не отпадет реле 1РЭ; включается контактор Н
через замкнутые контакты 2РЭ и ТВ', контакторы 1Т и 2Т остаются
включенными, получая питание через контакты ПВ5 и 2РЭ.

При включении контактора Н задающая обмотка усилителя
получит напряжение противоположной полярности. Под влиянием
изменившейся полярности напряжения усилителя токи возбужде-
ния генераторов, а также их э. д. с. станут уменьшаться, токи дви-
гателей изменят направление на обратное, возникнет режим реку-
перативного торможения двигателей.

При снижении напряжения генераторов примерно до 170 в
отключится реле 2РЭ, разомкнется контакт 2РЭ, прекратится пи-
тание катушек контакторов 1Т, 2Т, катушки электромеханических
тормозов отключатся и произойдет механическое торможение дви-
гателей. Включение электромеханических тормозов при небольшой
скорости имеет цель уменьшить износ тормозных колодок и шкивов.

При снижении напряжения генераторов до 15—25 в отключится
реле 1РЭ, вслед за ним и контактор ТВ контактор Н; с задающей
обмотки снимется напряжение, обмотка УГУ подключится на на-
пряжение генераторов и начнется процесс самогашения поля гене-
раторов. В процессе самогашения обмотка УГУ подключается
через НЗ контакты В и Н к напряжению генератора, а также к па-
дению напряжения на дополнительном сопротивлении в силовой
цепи. В этом случае ток обмотки от напряжения генераторов дей-
ствует в сторону убыстрения интенсивности размагничивания гене-
раторов, а ток обмотки от напряжения на дополнительном сопро-
тивлении в силовой цепи, направленный встречно первому току,
действует в сторону снижения интенсивности размагничивания ге-
нераторов. Первый ток больше второго, поэтому, чем больше тор-
мозной ток, тем меньше результирующая НС обмотки управления и
меньше интенсивность размагничивания генераторов.

Остановка механизма в крайнем положении должна происхо-
дить быстро, поэтому схемой предусматривается одновременно
электрическое и механическое торможение. Так, например, в край-
нем верхнем положении размыкается контакт ПВ1, отключается
контактор В, размыкается контакт ПВ5 и отключаются контакторы
1Т, 2Т. При этом двигатель переходит в режим рекуперативного
торможения. В то же время катушки электромагнитных тормозов
отключаются от сети и колодки накладываются на тормозные шкивы,
вызывая механическое торможение двигателя.

Снижение скорости двигателей. При переводе
командоконтроллера из второго положения «Вперед» в первое поло-
жение «Вперед» размыкается контакт КК5 и отключается контак-
тор У, затем отключается контактор В, а контактор Н включается
через закрытые контакт 2РЭ и контакт ТВ. В связи с этим происхо-
дит снижение напряжения генераторов и торможение двигателей.
С уменьшением напряжения генераторов до 170 в отключится реле
2РЭ, которое своим НО контактом разомкнет цепь контактора Н,
а своим НЗ контактом вновь включит контактор В. При этом дви-
гатели будут работать на пониженной скорости, так как контактор
ускорения У отключен.

Снижение скорости двигателей от повышенной до пониженной
происходит в результате переключения реверсивных контактов,
что вызывает обычно очень резкое снижение напряжения и переход
через пониженную скорость. Это приводит к затрате дополнитель-
ного времени на установление процесса. Для устранения указан-
ного недостатка в подобных схемах применяют две обмотки управ-
ления: одну — для направления «Вперед», другую — для направ-
ления «Назад».

Реверс двигателя с повышенной скорости
«Вперед» на повышенную скорость «Назад».
В этом случае командоконтроллер переводится со второго положе-
ния «Вперед» во второе положение «Назад». При этом размыкается
контакт ККЗ, кратковременно размыкаются контакты КК2, КК5,
замыкается контакт КК4. Размыканием контакта ККЗ отключается
контактор В, контактор ТВ остается пока включенным,, так как его
катушка продолжает получать питание через замкнутые контакты
1РЭ и ТВ, контакторы 1Т, 2Т остаются включенными, поэтому
замедление двигателей при реверсе протекает под влиянием лишь
электрического торможения. С замыканием контакта КК4 получает
питание катушка контактора Н и задающая обмотка усилителя
УГЗ подключается на напряжение противоположной полярности.
Усилитель У Г перемагничивается, и к обмоткам возбуждения гене-
раторов подается напряжение обратной полярности, под влиянием
которой токи возбуждения генераторов, а также их э. д. с. станут
форсированно снижаться, а затем начнут расти в противоположном
направлении.

На первом этапе реверса изменилось направление тока двига-
телей, а полярность напряжения генераторов осталась пока преж-
ней. Двигатели работают в режиме рекуперативного торможения.
Так как НЗ контакт Н, присоединяющий обмотку УГУ к потенцио-
метру через вентиль ЗВС, разомкнут, то на первом этапе реверса
разомкнута и обратная связь по напряжению генераторов. Исклю-
чением влияния обратной связи по напряжению генераторов огра-
ничиваются величина размагничивающей НС усилителя, интенсив-
ность снижения э. д. с. генераторов и связанная с этой интенсив-
ностью величина тока двигателей в режиме их торможения. Поляр-
ность напряжения на сопротивлении гс изменилась, поэтому ток
в обмотке УГУ будет протекать через НЗ контакт В и вентиль
2ВС. При этом НС обмотки УГУ действует встречно НС задающей
обмотки. Таким образом, при торможении обмотка УГУ получает
питание только от напряжения, пропорционального току, следова-
тельно, она действует как токовая обмотка, ограничивающая темп
снижения напряжения генераторов, т. е. величину тормозного
тока. При снижении в процессе торможения напряжения генера-
торов до 170 в отключается реле 2РЭ, но питание катушки контак-
тора Н продолжается через контакт ТВ и НЗ контакт 2РЭ. При
снижении напряжения генераторов до 15—25 в отключается реле
1РЭ, контактор ТВ теряет питание, контактор же У продолжает
оставаться включенным при помощи НЗ контакта 1РЭ. После окон-
чания процесса торможения начинается разгон двигателей в про-
тивоположном направлении.

При работе двигателей в направлении «Вперед» было включено
реле РФН. С началом реверса замыкается НО контакт Н и получают
питание катушки контакторов 1КФ, 2КФ, в результате чего усили-
вается поток возбуждения двигателей при реверсе на время, опре-
деляемое установкой реле РФН.

Реверс двигателей с повышенной скорости «Назад» на повышен-
ную скорость «Вперед» протекает аналогично описанному.

§ 11-11. Электропривод механизмов прокатных
станов с применением ртутных выпрямителей

Недостатками систем Г — Д с ЭМУ являются:

1)	наличие относительно большого количества инерционных
звеньев с постоянными времени, не отличающихся значительно
между собой по величине, что вызывает трудности в получении
желательного характера протекания переходных процессов;

2)	выбор параметров системы можно производить или по стати-
ческим, или по динамическим режимам; выбранные параметры по
статическим режимам могут и не удовлетворять требованиям дина-
мики, и наоборот;

3)	нестабильность характеристик ЭМУ;

4)	применение вращающихся преобразователей энергии.

В связи с указанным, в последние годы системы Г — Д с ЭМУ
для механизмов прокатных станов начали интенсивно вытесняться
более совершенной системой управления, системой с питанием дви-
гателей от управляемых ртутных выпрямителей (системой УРВ—Д).

Системы УРВ — Д не имеют перечисленных выше недостатков,
обладают более высокими технико-экономическими показателями,
поэтому они в настоящее время находят все большее распростра-
нение в электроприводах механизмов реверсивных прокатных ста-
нов. Для электроприводов механизмов прокатных станов обычно
применяется схема с реверсором (при относительно малой мощно-
сти привода) и схема со встречно-параллельным включением ртут-
ных выпрямителей.

Схема УРВ —Д с встречно-параллельным включением РВ

Такая схема, спроектированная ВНИИЭлектропровод для уп-
равления электроприводом нажимного устройства блюминга, пред-
ставлена на рис. 11-30, а, б. Электропривод имеет два двигателя,
получающих питание от выпрямительного преобразователя, со-
стоящего из двух групп вентилей РМВ-250Х6, включенных в шести-
фазную встречно-параллельную схему.

Суммирующий магнитный усилитель СМУ, питающий управ-
ляющие обмотки фазорегуляторов ртутных выпрямителей, имеет
пять обмоток: задающую обмотку МУЗ; обмотку отрицательной
обратной связи по напряжению двигателей при работе их в направ-
лении «Вперед» МУ НВ; обмотку отрицательной обратной связи
по напряжению двигателей при работе их в направлении «Назад»
МУ НН; обмотку гибкой обратной связи МУ Г; токовую обмотку
МУТ.

Задающая обмотка МУЗ через реверсивный мостик подклю-
чается к напряжению сети. Благодаря наличию емкости 2Е, шунти-
рующей обмотку, ток обмотки при приложении к ней напряжения
возрастает не сразу, а плавно, что необходимо для избежания
чрезмерно больших толчков тока в цепи якоря двигателя в пере-
ходных процессах. НС задающей обмотки значительно больше той,
которая требуется в установившемся режиме, т. е. переходные
процессы протекают с форсировкой. Для снятия форсировки в конце
процесса в схеме применены две отрицательные обратные связи
по напряжению двигателей: одна при работе в направлении «Вперед»,
другая при работе в направлении «Назад». Каждая обратная связь
действует с отсечкой, получаемой с помощью применения в цепях
обратных связей магнитных усилителей соответственно УВО и
466
У ИО с нелинейными характеристиками (рис. 11-30,а). Каждый уси-
литель обратной связи по напряжению имеет по две обмотки: сме-
щения УВСМ, УИСМ и управления УВ, УН. Обмотки смещения
действуют в сторону снижения напряжения на выходе усилителя,
т. е. в сторону размыкания цепи обратной связи. Обмотки управле-
ния соединены между собой последовательно и подключены к потен-
циометру двигателя. При работе схемы в направлении «Вперед»
обмотка У В действует встречно обмотке смещения УВСМ, а об-
мотка УН — согласно обмотке УНСМ. При работе схемы в направ-
лении «Назад» обмотка УН действует встречно обмотке смещения
УНСМ, а обмотка У В — согласно обмотке УВСМ. Таким образом,
усилитель У В может включать обратную связь по напряжению
двигателей лишь при работе схемы в направлении «Вперед», а уси-
литель УН — при работе схемы в направлении «Назад». Благо-
даря нелинейности магнитных характеристик У ВО и УНО обратные
связи включаются лишь при определенном значении НС обмоток
управления У В, УН, т. е. при определенном значении напряжения
двигателей, устанавливаемых с помощью тока обмоток смещения.

Отрицательная обратная связь по току выполнена с отсечкой.
В рассматриваемом случае отсечка достигается за счет применения
в цепи обратной связи двух столбиков вентилей /ВС и 2ВС. Вентили
/ВС и 2ВС, в качестве которых использованы селеновые выпрями-
тели, начинают через себя пропускать ток в прямом направлении,
если на каждую шайбу вентиля приходится напряжение не менее
0,5 в. Это так называемое пороговое напряжение. При значениях
напряжения, меньших порогового Дпор, ток через вентиль не про-
ходит, цепь обратной связи по току разомкнута. Если известен ток
отсечки /ст, то напряжение, действующее в цепи обратной связи
по току в момент отсечки,

и =1 г
от	1 от' с*

Чтобы при этом напряжении вентили начали пропускать ток
в прямом направлении, число шайб каждого столбика должно рав-
няться

Л, _ брт __ б’от

Мюр 0,5-

Преимуществом такого способа получения обратной связи с от-
сечкой является отсутствие напряжения сравнения.

Схемой предусматриваются три ступени скорости. Первая и
вторая ступени получаются изменением напряжения на якоре
двигателей, третья — ослаблением поля двигателей. В соответ-
ствии с этим командоконтроллер, кроме нулевого, имеет три рабочих
положения «Вперед» и три рабочих положения «Назад».

Для пуска двигателей в направлении «Впе-
р е д» командоконтроллер переводится из нулевого положения
в одно из рабочих. В первом положении К-К НС обмотки смеще-
Рис. 11-30. Схема управления приводом нажимного устройства (система УРВ—Д со встреч
но-параллельным включением РВ)

ния усилителя обратной связи по напряжению УВО занижена
благодаря наличию дополнительного сопротивления гслед цепи
обмоток смещения. В связи с этим отсечка форсировки процесса
пуска будет происходить при пониженном значении напряжения
двигателей. Во втором положении К-К катушка реле ускорения
РУ получает питание (рис. 11—30,6) дополнительное сопротивле-
ние гслед цепи обмоток смещения закорачивается контактом РУ,
НС смещения увеличивается и отсечка форсировки процесса пуска
происходит при более высоком значении напряжения двигателей.
В третьем положении К-К подключается на напряжение сети ка-
тушка реле ускорения 1РУ, вслед за этим обесточивается катушка
контактора У, размыкается его НО контакт, в цепь обмоток возбуж-
дения двигателей включается дополнительное сопротивление гвд1 и
скорость вращения двигателей увеличивается за счет ослабления
поля.

В нулевом положении К-К при включенном нулевом контак-
торе КН подключены на напряжение линейный контактор Л и кон-
тактор динамического торможения ДТ. При этом двигатели при-
соединены к ртутному преобразователю, а цепь динамического
торможения разомкнута. В нулевом положении К-К включены на
напряжение также реле РФТ и контактор ФТ. Контактор форси-
ровки усиления поля двигателей Ф, шунтирующий в процессе уси-
ления поля двигателей общее дополнительное сопротивление обеих
обмоток возбуждения гвд т + гвд2, отключен НЗ контактом РФ,
который замкнут при ослабленном поле двигателей.

Рассмотрим процесс пуска двигателей в направлении «Вперед»
до максимальной скорости. С переводом К-К в третье положение
включаются контакторы В, БВ, Т и КБ, реле РУ и 1РУ и отклю-
чается реле РФТ. При этом присоединяются к напряжению сети
катушки тормозов 1ТМД и 2ТМД .и тормозные колодки освобож-
дают тормозные шкивы. С выдержкой времени, определяемой реле
РФТ, обесточивается катушка контактора форсировки тормозов
ФТ и в цепь электромагнитных тормозов включается сопротивление
СФ, чем прекращается форсировка нарастания тока в этих катушках.
С замыканием реверсивных контактов В подается напряжение на
задающую обмотку МУЗ суммирующего усилителя. При этом на-
пряжение на выходе СМУ увеличивается, угол регулирования
работающей группы вентилей РВ-В уменьшается, напряжение и
скорость вращения двигателей возрастают. Интенсивность про-
цесса пуска двигателей ограничивается действиями гибкой обрат-
ной связи по напряжению двигателей и (при чрезмерно большой
интенсивности) по току с отсечкой. В конце процесса пуска вступает
в действие отрицательная обратная связь по напряжению двига-
телей через магнитный усилитель УВО, производя отсечку форси-
ровки процесса пуска. Срабатывает также реле напряжения 1РЭ,
которое своим НЗ контактом размыкает цепь контактора ускорения
У, в результате чего в цепь возбуждения двигателей включается
дополнительное сопротивление гвд1, поле двигателей ослабляется
и скорость их продолжает расти до максимального установивше-
гося значения.

Торможение двигателей с направления
«В п е р е д». При переводе командоконтроллера из третьего рабо-
чего положения «Вперед» в нулевое снимается напряжение с кон-
такторов В, КБ и реле РУ, 1РУ и подается напряжение на контак-
торы У, Ф. В этом случае задающая обмотка МУЗ отсоединяется
от напряжения сети и присоединяется к сопротивлению гзт. Бла-
годаря емкости 2Е ток в обмотке снижается постепенно. Разом-
кнувшийся контакт КБ в цепи обмоток смещения усилителей об-
ратных связей снизит НС обмоток смещения, а замкнувшийся кон-
такт КБ в цепи управляющих обмоток этих усилителей усилит
действие обратной связи по напряжению. В результате указанных
переключений задается требуемая интенсивность снижения выход-
ного напряжения усилителя СМУ, а следовательно, и напряжения
ртутного преобразователя. При этом группа вентилей РВ-В пре-
кращает работу, а группа вентилей РВ-Н начинает работу в инвер-
торном режиме; появляется тормозной ток и двигатели снижают
скорость. Если тормозной ток превысит уставочное значение, то
вступит в действие отрицательная обратная связь по току, которая
ограничит интенсивность торможения и величину тока двигателей.
С включением контакторов У и Ф замыкаются контакты У и Ф
в цепи обмоток возбуждения двигателей, в связи с чем торможение
двигателей происходит с усиленным полем. Когда напряжение
двигателей снизится до минимальной величины порядка 15—20%
от номинальной, НО контакт реле напряжения 1РЭ, в цепи контак-
тора Т разомкнется и контакты Т отключат катушки электромаг-
нитных тормозов; начинается механическое торможение двигателей.
Одновременно получает напряжение реле РФТ, его НО контакт
замкнется и включится контактор ФТ. Со снятием напряжения
с реле 1РЭ отключится контактор БВ, и схема придет в исходное
состояние.

Реверс двигателей с повышенной ско-
рости в направлении «Вперед» на повышен-
ную скорость в направлении «Назад». При пере-
воде командоконтроллера из третьего положения «Вперед» в третье
положение «Назад» отключится контактор В и включится контак-
тор Н; через закрывшиеся контакты В и Б В включатся также кон-
такторы У и Ф, усиливая поле двигателей. Контактор электромаг-
нитных тормозов Т остается включенным на напряжение сети, т. е.
при реверсе механическое торможение двигателей не предусматри-
вается.

С переключением реверсивных контактов задающая обмотка
получает напряжение противоположной полярности, ток обмотки
постепенно (из-за наличия емкости 2Е) снижается до нуля и затем
растет в противоположном направлении. При этом уменьшаются
соответственно напряжения СМУ и ртутного преобразователя.
Группа вентилей РВ-В прекращает работу, а группа вентилей
РВ-Н начинает работу в инверторном режиме. С изменением на-
правления вращения двигателей группа вентилей РВ-Н переходит
в выпрямительный режим.

В режиме торможения, когда напряжение двигателей снизится
примерно до 15—20 в, реле напряжения 1РЭ придет в нормальное
состояние, отключится контактор БВ и включится контактор БН.
Так как НЗ контакт 1РЭ замкнут, то питание контакторов У и Ф
продолжается и процесс разгона двигателей в противоположном
направлении будет происходить с усиленным полем. Когда напря-
жение двигателей приблизится к своему установившемуся значе-
нию, сработает реле 1РЭ, разомкнется его НЗ контакт, контак-
торы У и Ф потеряют питание и в цепь возбуждения двигателей
будет введено дополнительное сопротивление; начнется дальней-
ший разгон двигателей за счет ослабления их поля.

Окончание роста напряжения РВ в процессе разгона двигателей
до основной скорости производится отрицательной обраткой связью
по напряжению двигателей. При этом НС управляющей обмотки
усилителя обратной связи УНО получит такое значение, при кото-
ром рабочая точка характеристики выйдет на прямолинейный уча-
сток и появившееся напряжение на выходе усилителя УНО вызовет
НС обмотки МУ НН, снижающую действие форсированной НС за-
дающей обмотки МУЗ суммирующего усилителя. Интенсивность
процесса реверса контролируется действием гибкой обратной связи
и токовой обмотки.

При срабатывании одного из защитных реле размыкается цепь
нулевого контактора КН, снимается напряжение с цепи управления
и катушек контакторов Л и ДТ. В этом случае двигатели отсоеди-
няются от ртутного преобразователя и присоединяются к цепи ди-
намического торможения.
ЛИТЕРАТУРА

1.	Лебедев Б. Г. Введение в металлургию. Металлургиздат, 1951.

2.	Н а у м е н к о И. Е. Электрооборудование современного доменного
цеха. Металлургиздат, 1941.

3.	Ш и р е н к о Н. С. Механическое оборудование доменных цехов.
Металлургиздат, 1962.

4.	Левитанский Б. А. Электрооборудование предприятий черной
металлургии. Металлургиздат, 1955.

5.	Афанасьев В. Д., Борисов Ю. М. и др. Электрооборудова-
ние предприятий черной металлургии. Металлургиздат, 1963.

6.	Ш е й и м а н А. И. Об электроприводе поворота миксера. «Техничес-
кий сборник Центроэлектромонтаж», № 3, 1946.

7.	Б ы ч к о в В. П. Конспект лекций по курсу «Электрооборудование
металлургических предприятий». МЭИ, 1960.

8.	Ефроимович Ю. Е., Фейгин В. И. Автоматическое регу-
лирование дуговых металлургических печей. Металлургиздат, 1951.

9.	Бондаренко П. С. Автоматизация процессов доменного произ-
водства с применением счетно-решающих устройств. Госэнергоиздат, 1960.

10.	Ч е л ю с т к и н А. Б. Применение вычислительной техники для
управления металлургическими агрегатами. Металлургиздат, 1960.

И. Целиков А. И., Смирнов В. В. Прокатные станы. Метал-
лургиздат, 1958.

12.	К о р о л е в А. А. Механическое оборудование прокатных цехов.
Металлургиздат, 1959.

13.	Т и щ е и к о Н. А. Задачи металлургического электропривода в те-
кущем семилетии. Сб. «Труды научно-исследовательского института электро-
промышленности», т. 5, 1959.

14.	Т и щ е н к о Н. А., Г е н д е л ь м а н Б. Р. Сб. «Работы мини-
стерства электротехнической промышленности по автоматизации механизации
народного хозяйства», т. 1, 1956.

15.	Гендельман Б. Р. Безмаховичные агрегаты главных приводов
реверсивных станов. «Электричество», 1957, № 12.

16.	Касьянов В. Т. Машины постоянного тока предельной и большой
мощности и особенности их проектирования. Вестник электропромышленности,
1939, № 5.
17.	Морозов Д. П. Теория электропривода и автоматики ревер-
сивных станов. Госэнергоиздат, 1949.

18.	Д р у ж и н и н Н. Н. Электрооборудование прокатных цехов. Ме-
таллургиздат, 1956.

19.	Голован А. Т. Основы электропривода. Госэнергоиздат,
1959.

20.	Ч и л и к и н М. Г. Общий курс электропривода. Госэнергоиздат,
1960.

21.	Вешеневский С. Н. Расчет характеристик и сопротивлений для
электродвигателей. Госэнергоиздат, 1954.

22.	П а в л о в И. М. Теория прокатки. Металл у ргиздат, 1951.

23.	Ц е л и к о в А. И. О распределении крутящих моментов между вал-
ками прокатного стана. Вестник машиностроения, 1954, № 6.

24.	Краузе Г-Н. Оборудование прокатных станов. Машгиз, 1963.

25.	К р а у з е Г. Н. Новый мощный советский блюминг 1150. Сталь,
1955, № 11.

26.	Ревин И. А. Толстолистовой стан 2800. Вестник электропромыш-
ленности, 1957, № 7.

27.	К о р о л е в А. А., К о г о с А. М., Токарский А. П., Н о-
с а л ь В. В. и др. Блюминг 1000. Машгиз, 1955.

28.	Бурьянов В. Ф., Гуревич А. Е., Рокотян Е. С. Расчет
мощности главных приводов прокатных станов. Металлургиздат, 1962.

29.	Слежановский О. В. Электропривод реверсивных станов горя-
чей прокатки. Металлургиздат, 1961.

30.	Кожевников К- И. Диаграмма тока двигателя вспомогательных
механизмов прокатных станов. «Электричество», 1956, № 6.

31.	Архангельский В. И. Новая схема управления полем двига-
теля блюминга. «Электричество», 1955, № 9.

32.	Каганов И. Л. Электронные и ионные преобразователи. Госэнер-
гоиздат, 1950.

33.	Ш е п и л л о В. П. Системы сеточного управления ртутными выпрями-
телями для автоматических электроприводов. Госэнергоиздат, 1961.

34.	Эттингер Е. Л., Г у т к и н Б. М., Бородавченко П. М.
Современные схемы вентильного электропривода. «Электричество», 1956, № 9
и 1957, № 1.

35.	Пистрак М. Я.,Балабуев Л. М. Системы ионного возбужде-
ния главного привода блюмингов Алчевского, Череповецкого и Бхилайского
металлургических заводов. Сб. «Труды научно-исследовательского института
электропромышленности», т. 5, 1959.

36.	К у н и ц к и й Н. П. Ионное возбуждение генераторов и двигателей
реверсивных прокатных станов. Госэнергоиздат, 1962.

37.	М а р т ы н о в Е. М. Бесконтактные переключающие устройства.
Госэнергоиздат, 1958.

38.	Архангельский В. И. Бесконтактные схемы управления элек-
троприводами реверсивных прокатных станов. Госэнергоиздат, 1960.

39.	Победив И. С., Дрозд В. Г. Производство сортовой стали,
Металлургиздат, 1962.
40.	Макогон В. Г., Б у р ь я н о в В. Ф. Непрерывные широкопо-
лосные станы горячей прокатки. Металлургиздат, 1963.

41.	Сафьян М. М. Непрерывные листовые станы горячей прокатки.
Металлургиздат, 1956.

42.	Файнберг Ю. М., Зеленов А. Б. Регулирование электропри-
вода непрерывных станов горячей прокатки. Металлургиздат, 1956.

43.	Д р у ж и н и н Н. Н., X о т у л е в В. К. Вопросы динамического
падения скорости двигателей в непрерывных станах. «Электричество», 1955,
№ 9.

44.	Солоду хо Я. Ю. Исследование ионного автоматизированного
электропривода непрерывных прокатных станов. Кандидатская диссертация.
МЭИ, 1963.

45.	Егоров Е. П. Автоматическое регулирование толщины листа на
непрерывном стане горячей прокатки. Труды конференции. Технический про-
гресс в технологии прокатного производства. Металлургиздат, 1960.

46.	ТП е ф т е л ь Н. И. Производство калиброванной и холоднокатанной
стали. Металлургиздат, 1956.

47.	Т е р е т ь я к о в А. В. Прокатка тончайшей ленты. Металлургиздат,
1957.

48.	Дружинин Н. И. Основные положения и анализ электромехани-
ческих процессов непрерывной прокатки холодного металла. Сб. Трудов
ЦНИИТМАШ, «Исследование автоматизированного электропривода прокатных
станов», кн. 50. Машгиз, 1952.

49.	Д р у ж и н и н Н. Н., Гуревич А. Е. Электропривод скоростных
непрерывных станов холодной прокатки. Сб. Трудов ЦНИИТМАШ, «Иссле-
дование автоматизированного электропривода прокатных станов», кн. 50.
Машгиз, 1952.

50.	Д р у ж и н и н Н. Н., Хотулев В. К- К теории электропривода
непрерывных станов холодной прокатки. Сб. трудов ЦНИИТМАШ, «Исследо-
вание автоматизированного электропривода прокатных станов», кн. 50. Машгиз,
1952.

51.	Д р у ж и н и н Н. Н., Хотулев В. К. Применение автомати-
ческого регулирования в электроприводе непрерывного стана холодной
прокатки. Сб. трудов ЦНИИТМАШ, «Исследование автоматизированного элек-
тропривода прокатных станов», кн. 50. Машгиз, 1952.

52.	Г у р е в и ч А. Е., С т е ф а н о в и ч В. Л., Шагас Л. Я. Регу-
лирование натяжения полосы между клетью и моталкой в функции мощности.
Сб. трудов ЦНИИТМАШ, «Исследование автоматизированного электропривода
прокатных станов», кн. 50. Машгиз, 1952.

53.	Филатов А. С. Некоторые схемы регулирования натяжения по-
лосы в станах холодной прокатки. Сб. трудов ЦНИИТМАШ, «Исследование
автоматизированного электропривода прокатных станов», кн. 50. Машгиз, 1952.

54.	О л е ф и р В. Ф., Роганов В. Ф., Силаев Э. Ф. Электропри-
вод моталки с астатическим регулятором натяжения полосы «Электричество»,
1961, № 5.

55.	Д р а л ю к Б. Н., Синайский Г. В. Регулятор толщины про-
катываемого листа со специальной релейной характеристикой и узлом возврата,
Прокатное производство, вып. II. Металлургиздат, Свердловское отделение,
1960.

56.	Зеленов А. Б. Третичников В. Н., Гулякин В. Г.
Электрооборудование механизмов прокатных станов. Металлургиздат, 1963.

57.	Ти ще н ко Н. А., Б и р ф е л ь д А. Г. Развитие электропривода
вспомогательных механизмов, в металлургии. ЦИНТИ Электропрома, 1960.

58.	Куницкий Н. П. Электромашинное управление реверсивными
прокатными станами. Металлургиздат, 1957.

59.	Твердин Л. М. Электрооборудование и автоматизация механизмов
прокатных станов. МЭИ, 1959.
ОГЛАВЛЕНИЕ

Стр.

Предисловие  ....................................................... 3

Введение............................................................ 5

Раздел первый

Электропривод и автоматизация доменного производства

Глава I. Технологический процесс. Механизм системы загрузки ....	11

§1-1. Общие сведения................................................. 11

§	1-2. Механизмы системы загрузки доменной печи..................... 15

§	1-3. Программа загрузки........................................... 25

§	1-4. Последовательность работы механизмов системы загрузки ....	27

Глава II. Автоматическая система загрузки доменной печи.............. 31

§	2-1. Развитие систем управления................................... 31

§	2-2. Принципы построения автоматических систем загрузки......	32

§	2-3. Главный сигнальный светофор.................................. 48

Глава III. Электропривод механизмов доменной печи.................... 49

§	3-1. Электропривод вагона-весов................................... 49

§	3-2. Электропривод коксозагрузочного устройства................... 54

§ 3-3. Электропривод скипового подъемника........................... 57.

§ 3-4. Электропривод вращающегося распределителя .................... 72

§ 3-5. Электропривод малого и большого конусов....................... 80

§ 3-6. Электропривод зондовой лебедки................................ 81

§ 3-7. Электропривод уравнительных клапанов ........................ -86

Глава IV. Автоматизация доменного процесса........................... 88

§ 4-1. Регулирование режима доменной печи по частным перепадам дав-
ления ...................................................... 88

§ 4-2.	Автоматическое распределение газовых потоков по	радиусу печи	.	90

§ 4-3.	Автоматический расчет параметров регулирования	хода	печи	...	91

§ 4-4.	Комплексная автоматизация доменного процесса......... 93
Раздел второй

Электропривод и автоматизация сталеплавильного производства

Глава V. Электропривод сталеплавильного производства............... 97

§ 5-1. Общие сведения ............................................. 97

§ 5-2. Электропривод мартеновских печей............................ 97

§ 5-3. Электропривод конверторов.................................. 107

§ 5-4. Электропривод дуговых печей................................ 112

Глава VI. Автоматизация сталеплавильного производства............. 116

§ 6-1. Программное регулирование теплового режима мартеновской печи 117

§ 6-2. Применение вычислительных устройств для автоматизации марте-
новских печей .................................................. 119

§ 6-3. Применение вычислительных устройств для автоматизации элек-
трических дуговых печей .................................. 121

Раздел третий

Электропривод и автоматизация прокатного производства

Глава VII. Пластическая деформация металла. Теория прокатки. Кон-
струкции станов................................................. 125

§7-1. Обработка металла давлением. Пластические свойства металлов . .	125

§ 7-2.	Теория прокатки............................................ 127

§ 7-3.	Оборудование прокатных	станов.............................. 136

§ 7-4.	Классификация прокатных	станов............................. 138

Глава VIII. Электропривод и автоматизация реверсивных станов го-
рячей прокатки ................................................. 143

§ 8-1. Характеристика реверсивных станов горячей прокатки. Техноло-
гический процесс. Требования к электроприводу............. 143

§ 8-2. Характеристика электрооборудования главного привода ревер-
сивных станов............................................. 149

§ 8-3. Расчет мощности двигателя главного привода реверсивного стана
горячей прокатки ......................................... 166

§ 8-4. Составные части систем управления реверсивными станами горя-
чей прокатки.................................................... 176

§ 8-5. Оптимальный закон изменения скорости вращения двигателя при
пуске........................................................... 177

§ 8-6.	Система управления напряжением прокатного двигателя ....	180

§ 8-7.	Переходные процессы в системе возбуждения генераторов ....	181

§ 8-8.	Управление возбуждением двигателей реверсивных станов . . .	206

§ 8-9.	Регулятор тока............................................. 214

§ 8-10. Система электромашинного управления групповым приводом ра-
бочих валков реверсивных станов................................. 220

§ 8-11. Индивидуальный привод рабочих валков реверсивных станов . .	226

§ 8-12. Электропривод универсальных реверсивных станов............ 233

§ 8-13. Ионный привод и ионное возбуждение главных машин реверсив-
ных станов...................................................... 238

§ 8-14. Бесконтактные системы управления электроприводами реверсив-
ных' станов..................................................... 263

Глава IX. Электропривод и автоматизация непрерывных станов горячей
прокатки........................................................ 273

§9-1.	Особенности непрерывной	прокатки........................... 273

§ 9-2. Технология и требования к электроприводам непрерывных станов

Тип привода ................................................ 281
§ 9-3. Системы питания и управления электроприводами непрерывных
станов........................................................... 295

§ 9-4. Переходные процессы при ударном приложении нагрузки ....	299

§ 9-5. Автоматическое регулирование толщины листа на непрерывном
стане горячей прокатки .......................................... 316

Глава X. Электропривод и автоматизация станов холодной прокатки . .	321

§ 10-1. Характеристика станов холодной прокатки.................. 321

§ 10-2. Общие требования к электроприводу. Выбор типа электропривода 326

§ 10-3. Системы питания двигателей станов холодной прокатки ....	327

§ 10-4. Принципы построения системы управления электроприводом кле-
тей непрерывных станов холодной прокатки......................... 331

§ 10-5. Расчет мощности двигателей клетей непрерывного стана....	352

§ 10-6. Электропривод моталок и разматывателей непрерывных станов .	357

§ 10-7. Электропривод реверсивных станов холодной прокатки....... 385

§ 10-8. Автоматическое регулирование толщины полосы на непрерывных
станах холодной прокатки ........................................ 391

Глава XI. Электропривод и автоматизация механизмов прокатных станов 397

§ 11-1. Назначение и классификация механизмов прокатных станов. .	397

§ 11-2. Выбор типа двигателей и общие соображения по выбору мощности
двигателей механизмов	станов..............................   399

§ 11-3.	Слитковозы .............................................. 403

§ 11-4.	Нажимные устройства...................................... 406

§ 11-5.	Рольганги................................................ 414

§ 11-6.	Ножницы.................................................. 420

§ 11-7. Требования к электроприводам механизмов реверсивных станов
горячей прокатки ................................................ 425

§ 11-8.	Переходные процессы	в	квадратичной системе Г—Д.......... 426

§ 11-9.	Статические режимы....................................... 439

§ 11-10. Описание работы схемы электромашинного управления электро-
приводом механизмов реверсивных станов........................... 458

§ 11-11. Электропривод механизмов прокатных станов с применением
ртутных выпрямителей............................................. 465

Литература....................................................... 473
Василий Павлович Бычков

ЭЛЕКТРОПРИВОД И АВТОМАТИЗАЦИЯ
МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОГО ПРОИЗВОДСТВА

Редактор Г. И. Фуфаева
Художественный редактор Н. К Гуторов
Технический редактор С. С. Горохова
Корректор В. В. Кожуткина
Переплет художника Б. Г. Дударева

Т-06130. Сдано в набор 16/Х1 1965 г. Подп. к печати 23/1V
1966 г. Формат 60X90716. Объем 30 печ. л.-Н вкл. 0,25 п.
л. Уч.-изд. л. 28,06. Изд. № Стел-11. Тираж 10 000 экз.

Цена 1 р. 18 к. Заказ № 56.

Тематический план издательства «Высшая школа»
(вузы и техникумы) иа 1966 г. Позиция № 116.

Москва, И-51, Неглинная ул., д. 29/14.
Издательство «Высшая школа»

Ленинградская типография № 1 «Печатный Двор» имени
А. М. Горького Главполиграфпрома Комитета по печати
при Совете Министров СССР, Гатчинская, 26.