Файл: Васильев, А. С. Статические преобразователи частоты для индукционного нагрева.pdf

(рис. 8). Для короткого индуктора к. п. Д. при увеличе­ нии зазора уменьшается на 2% (кривая 1). Для длинно­ го индуктора к. п. д. уменьшается более заметно: на 16% (кривая 2). Поэтому короткий индуктор допускает работу при большом зазоре.

Рис. 7. Изменение электрических параметров си­ стемы индуктор—деталь в зависимости от зазо­ ра Да для образцов рис. 5.

Вопрос о к. п. д. тесным образом связан с коэффи­ циентом мощности системы, ибо увеличение воздушного зазора приводит к значительному уменьшению coscp. Вообще, коэффициент мощности выше у коротких ин­ дукторов и ниже — у длинных. Резкое уменьшение coscp индуктора приведет к снижению к. п. д. устройства.

7“

/ /

Рис. 8. Изменение к. и. д. системы индуктор—де­ таль в зависимости от зазора.

Из сравнения приведенных кривых видно, что при малых зазорах (1—3 мм) происходит довольно резкое изменение параметров системы. Если же зазор имеет величину порядка 1 см, получаем в целом ряде случаев довольно низкий к. п. д. не только самой системы ин­ дуктор— деталь, но и выходного трансформатора ввиду работы последнего на нагрузку с очень низким затуха­ нием. Исходя из сказанного выше, можно рекомендовать применение зазора порядка 5—7 мм. Тогда будет иметь

18

место незначительное снижение к. п. д. п уменьшение изменения реактивного сопротивления. Если возьмем рассчитанные нами случаи индукторов и сравним их па­ раметры только при горячем режиме для всех зазоров от 0,15 см до 1 см, то отношение минимальной индук­ тивности к максимальной для зазора 0,15 см составляет 75, а для зазора 1 см составляет — 24. С учетом изме­ нения параметров нагрузки можем ожидать изменения индуктивности нагрузки в 200 и более раз. При таком изменении индуктивности нагрузки работа лампового генератора с поддержанием постоянной частоты практи­ чески невозможна. В этом случае необходимо разделить весь диапазон на ряд зон и установить для каждой опре­ деленное количество витков индуктора, при котором из­ менение индуктивности не будет выходить за пределы разрешенной полосы [Л. 3], что обеспечит необходимую стабильность частоты.

В среднем можно считать, что при помощи изменения количества витков диапазон изменения индуктивности может быть всегда сокращен максимально до 4—5. Та­ ким образом, при правильно подобранной для данного типа генератора нагрузке нужно иметь колебательную

реактивного сопротивления нагрузки. Режим лампы дол­ жен быть рассчитан на значительные изменения эквива­ лентного активного сопротивления системы.

Несмотря на жесткие нормы отклонения рабочей частоты генератора от номинальной, все же нет необхо­ димости проектировать ламповый генератор с независи­ мым возбуждением, так как это потребует автоматиче­ ского согласования собственной частоты колебательной системы с частотой возбудителя, в противном случае работа будет осуществляться на расстроенную нагрузку и передаваемая в нее мощность и к. п. д. системы ока­ жутся чрезвычайно низкими. Широкое распространение промышленных генераторов в неэлектротехнических предприятиях и их эксплуатация в тяжелых условиях термических цехов заставляет проектировать эти гене­ раторы по максимально простым схемам, достигая про­ стоты обслуживания и высокой надежности установки. Таким образом, для индукционного нагрева нами будут рассмотрены схемы с самовозбуждением и минимальным количеством согласующих устройств.

Наиболее распространенными вариантами схем явля­ ются одноконтурные или двухконтурные схемы с различ­ ными видами связи между контурами (рис. 1, 2). Разные способы согласования приводят к разным значениям реактивной мощности колебательного контура и к. п. д. В одноконтурной схеме компенсация изменения индук­ тивного сопротивления нагрузки достигается либо при­ менением выходного трансформатора со слабой связью, либо включением балластной индуктивности последова­ тельно с его первичной обмоткой.

В двухконтурной схеме применение выходного транс­ форматора со слабой связью может быть рассмотрено наряду с другими способами демпфирования изменения нагрузки: расстройкой второго (нагрузочного) контура, принятием заведомо большой величины реактивной мощности первичного контура или применением слабой связи между контурами. Естественно, что принятие того или иного решения не дает одинаковых результатов и в каждом случае необходимо их сравнение. При срав­ нении схем надо исходить из возможности минимально­ го изменения реактивного и активного сопротивлений эквивалентного контура нагрузки. Как уже указывалось выше, изменение активного сопротивления приводит к значительному изменению режима генераторной лампы.

4. Расчет ламповых генераторов для термообработки стальных изделий

Для примера рассмотрим режим распространенной генераторной лампы ГУ-23А. Внешняя характеристика этой лампы построена для случая постоянного коэффи­ циента обратной связи и постоянных параметров сеточ­ ной цепи при непрерывном изменении эквивалентного активного сопротивления нагрузки. Для всей области недонапряженных режимов, в первом приближении, та­ кой расчет может быть произведен довольно просто, с использованием линейной аппроксимации анодного то­ ка. Согласно (Л. 4] анодный ток

тры лампы; 0 — угол отсечки анодного тока.

20

С другой стороны,

т. е. каждому Дэ и |3 соответствует свой угол отсечки анодного тока; при (3 = const изменение будет вызы­ вать непрерывное изменение угла отсечки, поэтому внешняя характеристика в недонапряженном режиме рассчитывается методом последовательных приближений

[Л . 5].

При переходе генератора в режим со значительными сеточными токами расчет осложняется. После расчета граничного режима необходимо задать напряжение на аноде Ua, а затем колебательную мощность, первую гар­ монику анодного тока и напряжение смещения. Иска­ жение импульса анодного тока зависит от соотношения анодного и сеточного напряжений. Поэтому после рас­ чета сеточного напряжения Ug нужно провести коррек­ цию анодного тока с тем, чтобы добиться совпадения первой гармоники анодного тока и сопротивления гридлика с исходными значениями.

Для расчета на ЭВМ программа составляется сле­ дующим образом: необходимо задаться напряжением на аноде Ua, напряжением смещения Eg и определить на­ пряжение на сетке и угол отсечки анодного тока:

E g0 — E g — D E a

COS 6:

C.

Амплитуда искаженного импульса

21

Верхний угол отсечки анодного тока

где р§—iD Srp/S.

На рис. 9 изображен импульс анодного тока в пере­ напряженном режиме. Искажение импульса анодного тока представляется суммой двух косинусоидальных им­ пульсов с углом отсечки б':

i= i'+ i”= S[Es—fgo + Ug+ pg (E—Ua)];

Максимальное значение тока гамаке определяется по характеристикам для точек ea = eg. Постоянная состав­ ляющая определяется согласно [Л. 4]

2

7go = = " з ” *£макса о (6g)-

Второй импульс можно представить как разность искаженного и неискаженного импульсов анодного тока с амплитудой ii — i'+ i" и углом отсечки '0'. Постоянная составляющая определяется выражением

/go= t/«o(|0/-Hv/ao(0/)•

Полная постоянная составляющая сеточного тока бу­ дет равна:

7ggr = - 7 g 0 Н"" / go-

22

После этого модйю определить:

Rg —Egl Ig0V

которое должно совпадать с заданным.

На рис. 10, 11, 12 представлены внешние характери­ стики лампы ГУ-23А при изменении эквивалентного со­

всей вероятности эти лампы можно использовать в тех­ нологических генераторах на 75% по мощности с воз­ можным изменением сопротивления нагрузки от 75 до 160% по отношению к номинальному значению в гра­ ничном режиме.

Представляется перспективным применение ламп с магнитной фокусировкой электронного потока. В этих лампах благодаря действию постоянного магнитного по­ ля, создаваемого постоянными магнитами, окружающи­ ми анод, происходит сужение электронного потока в зо­ не сетки. Сеточный ток при этом резко уменьшается. Возможность получения малых сеточных токов в пере­ напряженных режимах позволяет получить высокие зна­ чения к. п. д. даже в обычных схемах ламповых гене-

32