Podsumowanie pracy

Na początku pracy, w rozdziale 1., przedstawiono pokrótce zagadnienia związane z metodą nagrzewania idukcyjnego: fizyczne podstawy metody, elementy składowe układu nagrzewnicy, zastosowanie oraz źródła zasilania indukcyjnych urządzeń grzejnych.

Określono rolę falownika jako elementu zasilania nagrzewnicy oraz przedstawiono podział tych urządzeń ze względu na ilość stosowanych zaworów energoelektronicznych. Podkreślono, że układy te ewoluują w kierunku coraz wyższych częstotliwości z uwagi zarówno na wymagania technologiczne związane z głębokością nagrzewania wsadów, jak i redukcją kosztów ich wytworzenia związaną z ograniczeniem rozmiarów elementów biernych.

Przedstawiono konieczność i ideę tzw. przełączania miękkiego (ang.: soft switching) tranzystorów w układach falownikowych oraz zaprezentowano wymagania stawiane układom falownikowym klasy E.

Podkreślono, że jednołącznikowe układy klasy E mają swoje ograniczenia i wady, ale ze względu na dużą potencjalną sprawność takich układów (szczególnie jest to ważne dla układów wysokoczęstotliwościowych, gdzie straty w układzie rosną proporcjonalnie do częstotliwości) oraz kompaktowość i koszt produkcji są one intensywnie rozwijane.

Sformułowano również argumenty, które spowodowały wybór topologii jednołącznikowego falownika 1S–ZVS klasy E (rys. 2.1) jako układu do analizy i konstrukcji modelu.

Rozdział 2., poświęcono omówieniu zasady jego działania i określeniu etapów (taktów) pracy układu, co zilustrowano przygotowanymi, teoretycznymi przebiegami prądów i napięć w układzie. Omówionono możliwe stany pracy falownika (praca optymalna, suboptymalna i nieoptymalna), rozpisując równania dla prądu odbiornika i₀ oraz napięcia u_C na kondensatorze dla przypadku ogólnego.

132

Następnie dokonano analizy matematycznej falownika w stanie pracy optymalnej, wyznaczając numerycznie zależności parametrów sterowania układem: względnego czasu przewodzenia tranzystora T oraz względną częstotliwość jego przełączania dla pracy optymalnej w zależności od tłumienia (rodzaju wsadu) w obwodzie rezonansowym (wyjściowym) układu. Zależności takich nie spotkano w literaturze opisującej tą topologię falownika. Pozwoliło to na wyznaczenie zależności względnych wartości maksymalnego napięcia na tranzystorze, maksymalnego prądu tranzystora oraz mocy falownika od tłumienia w obwodzie rezonansowym układu dla pracy optymalnej.

Na podstawie analizy pracy układu oraz literatury określono właściwości regulacyjne układu: regulację mocy wyjściowej falownika oraz regulację częstotliwości.

Rozdział 3., poświęcony został obliczeniom parametrów falownika. Dokonano pomiarów parametrów elektrycznych wykonanej końcówki grzejnej nagrzewnicy oraz oszacowano ilość energii potrzebnej do realizacji założonego procesu nagrzewania dla przyjętego wsadu.

Następnie obliczono trzema różnymi metodami parametry schematu zastępczego układu wzbudnik–wsad, które posłużyły jako parametry wyjściowe do dalszych obliczeń konstrukcyjnych i symulacji układu. Obliczenia zestawiono w tabelach, pokazując jednocześnie przyjęte na poszczególnych etapach zaożenia i użyte współczynniki korekcyjne jakie wprowadza się do obliczeń układów rzeczywistych. Obliczenia i wyniki obliczeń opatrzono komentarzami i podsumowano, formułując wnioski i komentując otrzymane wyniki, podkreślając przy tym rozbieżności pomiędzy rzeczywistym układem końcówki grzejnej, a założeniami jakich użyto do wyprowadzania zależności ogólnych w używanych metodach.

Przeanalizowano także w rozdziale 3., zjawisko drgań w obwodzie rezonansowym RLC, wyprowadzając zależności dla częstotliwości: własnej, drgań własnych i rezonansowej obwodu.

Na podstawie symulacji drgań swobodnych obliczonego obwodu i mierząc wartości kolejnych amplitud prądu w obwodzie tłumionym, oszacowano ilość energii rozproszenia wydzielającej się na tranzystorze w każdym cyklu pracy układu i po czasie jednej minuty. Uzyskane wartości pozwoliły na decyzję o użyciu zakładanego tranzystora mocy typu MOSFET.

Następnie rozpatrzono potrzebę zastosowania układu rozruchowego dla falownika z uwagi na możliwość wystąpienia zerowych warunków początkowych na pojemności C układu i ryzyko uszkodzenia tranzystora udarem prądu zasilającego, ładującego kondensator. Przeanalizowano na drodze symulacyjnej, koncepcje dodatkowych indukcyjności i rezystancji

rozruchowych, koniecznych do zabezpieczenia układu w czasie pierwszych taktów jego pracy. Zaproponowano układ rozruchowy i koncepcję jego sterowania timerem NE555.

W rozdziale 4. zawarto wyniki symulacji układu falownika 1S–ZVS dla obciążenia znamionowego, którego parametry wyznaczono w rozdziale 3. Pokazano otrzymane przebiegi prądów: tranzystora iT i odbiornika i0 oraz napięcia uT odniesione do przebiegu napięcia sterującego tranzystorem uGS dla stanu jałowego (bez obciążenia wzbudnika nagrzewanym wsadem; współczynnik tłumienia: α_0n = 0,0332) oraz stanu obciążenia (z wsadem; α_0n = 0,0865).

Zamieszczono też dodatkowe wyniki symulacji tych sygnałów, pokazujące przebiegi tych wielkości dla dużego tłumienia (α_0n = 0,1542) oraz tłumienia bliskiego wartości krytycznej, przy której zanikają drgania swobodne obwodu rezonansowego (α_0n = 0,1732).

W dalszej części rozdziału 4. dokonano również weryfikacji wpływu wartości tłumienia w obwodzie na parametry sterowania układem dla pracy optymalnej. Otrzymane wyniki potwierdziły, że ze wzrostem parametru α_0n(wzrost tłumienia obwodu) musi wzrosnąć względny czas przewodzenia tranzystora T1 w okresie sterowania TS, reprezentowany w obliczeniach przez współczynnik D (gdzie: T1=D·TS), aby możliwa była kompensacja większej wydzielanej energii we wsadzie oraz maleje względna częstotliwość przełączania tranzystora

sn_opt

ω , gdyż na okres sterowania Ts, składają się: czas przewodzenia tranzystora T1 oraz czas przeładowania swobodnego T2 w obwodzie rezonansowym R0L0C.

Otrzymane wyniki symulacji obrazują także, że uzyskanie pracy optymalnej falownika jest możliwie jedynie przy odpowiednio małej wartości współczynnika α_0n. Jego maksymalną wartość, jaką udało się skompensować wydłużając czas przewodzenia tranzystora D_opt wyniosła: 0,173. Oznacza to, że dobroć Q tego obwodu musi być większa od ok. 2,929. Przy większej wartości tego współczynnika, napięcie na kondensatorze uC w drugim takcie nie osiągnie przy żadnym sterowaniu wartości równej napięciu zasilania Ud, co wiąże się z brakiem możliwości miękkiego załączania tranzystora (ZVS).

W dalszej części rozdziału 4., przeprowadzono duskusję serii dokonanych symulacji, w której zbadano: zależność sprawności układu, mocy odbiornika i mocy rozproszenia na tranzystorze od wartości tłumienia w obwodzie i parametrów sterowania układem. Na podstawie otrzymanych zależności określono własności regulacyjne układu.

134

Rozdział 5. dotyczy założeń projektowych stanowiska laboratoryjnego zawierającego w sobie: model analizowanego falownika 1S–ZVS klasy E, układ zasilania, aparaturę kontrolno– pomiarową oraz docelowo zabudowany komputer PC do testowania układów programowalnych wykorzystywanych do budowy następnych układów prototypowych.

Następnie określono założenia konstrukcyjne i funkcjonalności jakie powienien spełniać układ sterowania falownikiem. Przedstawiono cztery wypracowane koncepcje sterowania falownikiem, z uwzględnieniem możliwości pomiarowych i układowych ich realizacji. W celu weryfiakcji przedstawionych koncepcji zamodelowano dwa układy sterowania, wykorzystujące detekcję przejścia przez zero prądu odbiornika i0 lub detekcję prądu diody zwrotnej (czyli pojawiający się ujemny prąd tranzystora iT) tranzystora T, jako sygnały synchronizujące działanie układu falownika (wyznaczają moment, w którym powinno nastapić wysterowanie tranzystora T i rozpoczęcie I-go taktu pracy układu).

W dalszej części rozdziału 5. przedstawiono rozwiązania układowe podstawowych układów funkcyjnych dedykowanych do realizacji wybranej koncepcji sterowania falownikiem: detektora przejścia przez zero prądu odbiornika i0, wykorzystujący komparator LT1016, ogranicznika prądu tranzystora wykorzystujący komparator LT1016 oraz regulatora napięcia kondensatora C wykorzystujący wzmacniacz LM358.

W rozdziale 6. opisano wykonany model falownika, zamieszczając jego schemat, a także zawarto wyniki badań laboratoryjnych w postaci zarejestrowanych przebiegów prądów: i0 i iT oraz napięć: na tranzystorze uT oraz sterującego tranzystorem uG dla pracy układu w stanie jałowym i w stanie obciążenia, dla czterech konfiguracji częstotliwościowych falownika, determinowanych wartościami pojemności C obwodu rezonansowego, równych kolejno: 141 nF, 235 nF, 329 nF i 423 nF. Ponieważ osiągnięta funkcjonalność układu falownika przekroczyła planowaną, to w celu lepszego poznania właściwości obwodu i układu sterowania, badania przeprowadzono również dla innych rdzeni w stosunku do zakładanego w procesie projektowania urządzenia. Zarejestrowano wobec tego również przebiegi dla rdzeni stalowych, ferromagnetycznych o średnicach kolejno: Ø3 mm, Ø4 mm, Ø8 mm i Ø10 mm.

Następnie za pomocą pomiaru częstotliwości prądu i0 w obwodzie rezonansowym R0L0C

podczas drgań swobodnych układu (układ generatora sterującego tranzystorem T przekonfigurowano do postaci generatora jednego impulsu) oraz jego posobnych amplitud, wyznaczono współczynniki tłumienia dla sześciu obciążeń falownika (stan jałowy i stan

obciążenia różnymi rdzeniami) i na tej podstawie dokonano weryfikacji parametrów elektrycznych układu wzbudnik–wsad, które wcześniej próbowano mierzyć i obliczać.

Następnie na podstawie ogólnej definicji sprawności, określonono tory konwersji energii w falowniku i na tej podstawie zdefinowano moce występujące na poszczególnych stopniach w układzie. Rejestracja przebiegów prądów i napięć na tranzystorze, wejściu i wyjściu układu falownika, pozwoliła na oszacowanie bilansu mocy w układzie i wyznaczenia sprawności: elektrycznej, termicznej i elektrotermicznej urządzenia.

7.2Wnioski

Wszystkie postawione na początku pracy cele zostały osiągnięte. Zaprezentowano w pracy całościową sekwencję działań zmierzających do powstania modelu układu (począwszy od koncepcji topologii układu, poprzez jej analizę behawioralną, matematyczną, numeryczne wyznaczenie parametrów sterowania układem, obliczenie parametrów schematu zastępczego wyjściowego obwodu rezonansowego falownika, badania symulacyjne, wypracowanie koncepcji sterowania oraz jej weryfikacja symulacyjna, zaproponowanie układowych rozwiązań bloków funkcyjnych układu sterowania, budowa układu, jego uruchomienie, przetestowanie i badania laboratoryjne), która jest zbieżna zakładanymi celami pracy:

Dokonano wyboru topologii układu falownika, który według dostępnej przez autora pracy literatury, nie był stosowany do nagrzewania indukcyjnego przy tak wysokiej częstotliwości, a którego właściwości opisane w literaturze i przynależność do klasy E układów falownikowych pozwalały sądzić, że będzie można osiągnąć zakładaną w pracy funkcjonalność.

Opisano zasadę działania i określono etapy (takty) w jednym cyklu jego pracy (okresie sterowania). Określono możliwe stany jego pracy i ze względu na częstotliwość prądu wyjściowego falownika, która jest równa częstotliwości łączeń tranzystora, zdecydowano o zastosowaniu układu sterowania, którego zadaniem będzie dobór parametrów sterowania w taki sposób, aby możliwe było stabilne utrzymanie stanu pracy optymalnej układu.

Wyznaczono na podstawie analizy matematycznej zależności parametrów sterowania układem: względnego czasu przewodzenia tranzystora T oraz względną częstotliwość jego przełączania dla pracy optymalnej w zależności od tłumienia (rodzaju wsadu) w

136

obwodzie rezonansowym (wyjściowym) układu. Zależności takich nie spotkano w literaturze opisującej tą topologię falownika. Pozwoliło to na wyznaczenie zależności względnych wartości maksymalnego napięcia na tranzystorze, maksymalnego prądu tranzystora oraz mocy falownika od tłumienia w obwodzie rezonansowym układu dla pracy optymalnej.

Obliczono na podstawie literatury (trzykrotnie weryfikując otrzymane wyniki) parametry schematu zastępczego wykonanej końcówki grzejnej dla układu wzbudnik–wsad. Parametry te przyjęto jako wyjściowe dla dalszych badań symulacyjnych. Obliczenie parametrów wykonanego wzbudnika i przyjętego do nagrzewania wsadu na podstawie ich gabarytów zewnętrznych i danych materiałowych nie jest proste, a otrzymane wyniki w zależności od użytej metody bardzo się od siebie różnią. Wynika to z faktu, że zależności podane w literaturze zostały wyprowadzone na podstawie przyjętych modeli, które są dość ogólne i przyjmują np. nieskończenie długi wzbudnik jako źródło pola mangetycznego lub wzbudnik wykonany jest z okrągłej rurki, a obliczenia są dokładniejsze dla rurki o przekroju prostokątnym. Używane współczynniki korekcyjne nie zawsze są w stanie poprawnie skorygować obliczone wartości w stosunku do rzeczywistości. Dodatkową trudność stwarza brak możliwości prostej i skutecznej weryfikacji danych materiałowych wsadu, np. dokładne określenie przenikalności magnetycznej względnej µr stali z której wykonany jest wsad, a który ma kluczowe znaczenie dla tłumienia w układzie rezonansowym i tym samym generacji ciepła; wartości przenikalności µr dla stali mogą się wahać w granicach: od jedności (µr dla stali zwykłej w temperaturze 800°C; µ_r = 16 dla tej samej stali zwykłej w temperaturze 20°C), do wartości wielu tysięcy (izotropowa stal elektrotechniczna (Fe96Si4) – 7000; anizotropowa stal elektrotechniczna (Fe97Si3) – 100000).

Należy jednak pamietać, że wartość przenikalności µr zależy również od natężenia pola magnetycznego H i w konsekwencji zmienia się wraz z odległością od powierzchni wsadu [35].

Sugeruje to konieczność stosowania układów sterowania falowników opartych na koncepcji automatycznej synchronizacji rzeczywistego układu z układem sterowania lub ewentualnie weryfikacji wyznaczonych obliczeniowo wartości parametrów elektrycznych na drodze pomiarowej (np. pomiaru tłumienia w obwodzie).

Przeprowadzono wstępne badania symulacyjne układu wykorzystując bloki funkcyjne pakietu IsSpice, bez sprzężeń zwrotnych z układu i nie uwzględniając zmian jego obciążenia podczas pracy. Pozwoliło to na wyznaczenie charakterystyk regulacyjnych układu, które pokazują wpływ zmian obciążenia układu na jego sprawność, moc wyjściową układu oraz moc rozproszenia na tranzystorze.

Analiza otrzymanych przebiegów pozwoliła na wypracowanie czterech możliwych do realizacji koncepcji sterowania układem, które następnie poddano weryfikacji na drodze symulacyjnej. W pracy zawarto opis tych koncepcji, wyniki badań symulacyjnych, schematy blokowe układów sterowania oraz sposoby i sekwencje pomiaru sygnałów służących do synchronizacji i sterowania układem.

Jeden, wybrany algorytm uznany za optymalny, skutecznie zaimplementowano do zaprojektowanego i wykonanego stanowiska badawczego. Zarejestrowano również przebiegi sygnałów układu sterowania w stanach dynamicznych podczas pracy falownika.

Zrealizowano skutecznie działający układ regulacji współczynnika D (reprezentującego czas przewodzenia tranzystora względem okresu sterowania falownika).

Zaprojektowano, wykonano i uruchomiono układ falownika napięcia ZVS-1S klasy E do zasilania nagrzewnicy indukcyjnej, przeprowadzając jego badania laboratoryjne. Opracowano wyniki i zweryfikowano na podstawie badań rzeczywistego układu jego parametry elektryczne, które na wcześniejszych etapach obliczono na drodze analitycznej.

Zarejestrowano przebiegi prądu i₀ podczas drgań swobodnych obwodu oscylacyjnego

R0L0C i za pomocą pomiaru częstotliwości tego prądu oraz jego posobnych amplitud,

wyznaczono współczynniki tłumienia dla różnych obciążeń falownika i na tej podstawie zweryfikowano parametry elektryczne układu wzbudnik–wsad, które wcześniej obliczano różnymi metodami.

Określono tory konwersji energii w falowniku i dzięki zmierzonym i zweryfikowanym parametrom elektrycznym układu wzbudnik–wsad oraz pomiarom oscylograficznym sygnałów tranzystora T, oszacowano moc strat elektrycznych w układzie i moce występujące na poszczególnych jego stopniach. Pozwoliło to na oszacowanie bilansu mocy w układzie i wyznaczenie sprawności: elektrycznej, termicznej i elektrotermicznej

138

urządzenia, której duża wartość ostatecznie potwierdziła słuszność przyjętej i wdrożonej koncepcji sterowania układem.

Skuteczna realizacja założonych celów pracy wykazuje poprawność przyjętych założeń co do możliwości realizacji procesu nagrzewania indukcyjnego za pomocą tej topologii falownika przy częstotliwościach pracy układu na poziomie kilkuset kiloherców i celowość budowy falownika według przyjętych koncepcji i rozwiązań układowych.