Wybrane problemy zasilania odbiorników dużej mocy w kompleksach ścianowych podziemnych zakładów górniczych

Transkrypt

1 dr hab. inż. PIOTR GAWOR, prof. Pol. Śl. dr inż. SERGIUSZ BORON dr inż. ANDRZEJ CHOLEWA Katedra Elektryfikacji i Automatyzacji Górnictwa Wydział Górnictwa i Geologii Politechniki Śląskiej Wybrane problemy zasilania odbiorników dużej mocy w kompleksach ścianowych podziemnych zakładów górniczych W artykule przeanalizowano wpływ nowoczesnych układów zasileniowonapędowych (silniki dwubiegowe, rozruszniki tyrystorowe, napędy ze sprzęgłami hydrodynamicznymi) na właściwości rozruchowe i możliwości doboru zabezpieczeń w wysokowydajnych kompleksach ścianowych. 1. WSTĘP Dążenie do zwiększenia efektywności procesu wydobycia powoduje wzrost wydajności maszyn, a co za tym idzie, wzrost wartości mocy jednostkowej silników oraz całkowitej mocy zainstalowanej w kompleksach ścianowych kopalń węgla kamiennego. Zastosowanie podwyższonego napięcia (3,3 kv zamiast dotychczas stosowanego 1 kv) do zasilania tych maszyn pozwala na zapewnienie odpowiedniej jakości energii elektrycznej, umożliwiając jednocześnie ustawienie stacji transformatorowych w większej odległości od ściany. Ogranicza to konieczność wykonywania wnęk przeznaczonych do zabudowy stacji transformatorowych w miarę postępu frontu eksploatacyjnego i pozwala wyeliminować ciepło wydzielone podczas pracy transformatorów z obiegu powietrza dochodzącego do ściany (przy eksploatacji głębokich pokładów jest to często argumentem za stosowaniem napięcia 3,3 kv). Korzyści wynikające z zastosowania podwyższonego napięcia mogą być ograniczone przez konieczność uwzględnienia specyficznych wymagań dotyczących tych sieci, określonych w [1] i [3], spośród których najważniejsze to: zwiększona do 2,0 wymagana wartość współczynnika czułości zabezpieczenia zwarciowego, którego strefą zabezpieczaną jest odcinek sieci zasilający bezpośrednio maszynę przodkową (zabezpieczenie w rozruszniku kopalnianym), konieczność rezerwowania zabezpieczenia zwarciowego w rozruszniku przez zabezpieczenie w stacji transformatorowej ze współczynnikiem czułości równym co najmniej 1,5, ograniczenie maksymalnej pojemności doziemnej sieci zasilanej z jednego transformatora do 2,5 µf/fazę. 2. PORÓWNANIE STOSOWANYCH UKŁA- DÓW ZASILENIOWO-NAPĘDOWYCH PRZENOŚNIKÓW ŚCIANOWYCH Wysokie wymagania co do momentu rozruchowego sprawiają, że problemy zapewnienia odpowiedniej jakości energii elektrycznej oraz spełnienia wymagań przepisowych związanych ze współczynnikiem czułości zabezpieczeń zwarciowych dotyczą w głównej mierze układów zasilania przenośników ścianowych. Zbyt duży spadek napięcia podczas rozruchu może powodować trudności w uruchomieniu załadowanego przenośnika, a także nieprawidłowe działanie aparatury sterowniczej i łączeniowej (np. odpadanie styczników). Z kolei duże wartości prądów rozruchowych mogą powodować trudności w doborze nastaw zabezpieczeń zwarciowych nadprądowych, zarówno podstawowych jak i rezerwowych, potęgowane zaostrzeniem wymagań przepisowych dotyczących współczynników czułości.

2 64 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA W tradycyjnym układzie przenośnik napędzany jest dwoma lub trzema silnikami asynchronicznymi klatkowymi (jednobiegowymi) uruchamianymi bezpośrednio (tzw. rozruch stycznikowy). Jednoczesny rozruch silników powoduje powstawanie dużych spadków napięcia, co przyczynia się do ograniczenia momentu rozruchowego rozwijanego przez silniki. W praktyce obliczeniowa wartość momentu rozruchowego często jest zbliżona lub nawet mniejsza od momentu znamionowego, co może powodować trudności z uruchomieniem załadowanego przenośnika. W takiej sytuacji możliwość wykonania prawidłowego rozruchu przenośnika ścianowego zależeć będzie od rzeczywistego momentu oporowego maszyny napędzanej. W wytycznych dotyczących projektowania układów zasilania oddziałów wydobywczych [5] przyjmuje się, że wymagany moment rozruchowy silników przenośnika ścianowego powinien wynosić co najmniej 1,2 M n. W rzeczywistości, z uwagi na fakt, że moce silników przenośników są często przewymiarowane (w celu poprawy niezawodności pracy układu), ocena prawidłowości doboru sieci pod tym względem wymaga znajomości wzajemnego dopasowania mocy i momentów silników oraz maszyny napędzanej. Duże wartości spadków napięcia mogą też powodować odpadanie styczników i nieprawidłowe działanie układów sterowania czy też automatyki zabezpieczeniowej w rozrusznikach. Możliwość prawidłowej pracy rozrusznika uzależniona jest wówczas od jego typu (konstrukcji), w tym możliwości regulacji napięcia pomocniczego i odporności obwodów pomocniczych na zmienność napięcia roboczego. Zastosowanie rozruszników tyrystorowych w układzie zasilania silników przenośnika ścianowego pozwala na zmniejszenie obciążeń dynamicznych elementów zespołu napędowego poprzez stopniowe zwiększanie wartości momentu rozwijanego przez silniki podczas rozruchu. Działanie stosowanych układów sterowania polega na ograniczaniu wartości prądu rozruchowego do założonej wartości (tzw. rozruch prądowy) lub narastaniu napięcia od nastawionej wartości początkowej (tzw. rozruch napięciowy). Ograniczenie wartości prądu rozruchowego powoduje zmniejszenie wartości spadków napięcia w sieci. Należy jednak zauważyć, że pełne wykorzystanie możliwości stwarzanych przez rozrusznik tyrystorowy jest możliwe tylko w układach, w których moment oporowy maszyny napędzanej pozwala na rozruch przy zmniejszonej wartości momentu rozwijanego przez silnik zasilany obniżonym napięciem. Z tego względu coraz częściej stosowane są układy z silnikami dwubiegowymi, w których łagodny rozruch (zapewniający ograniczenie maksymalnych prądów roboczych) przeprowadzany jest dla biegu szybkiego, natomiast rozruch biegu wolnego odbywa się w sposób bezpośredni. Silniki dwubiegowe w układach napędowych przenośników ścianowych charakteryzują się stosunkiem mocy biegu wolnego do szybkiego 1:3 lub 1:2, przy czym moment znamionowy dla obydwu biegów jest zbliżony. Dzięki zmniejszonej wartości prądu pobieranego podczas rozruchu na biegu wolnym uzyskać można znaczne ograniczenie spadków napięcia, przez co rzeczywisty moment rozruchowy rozwijany przez silnik jest ok. dwukrotnie większy niż dla silników jednobiegowych. Umożliwia to rozruch nawet przeładowanego przenośnika, po czym, po założonym czasie lub w zależności od prądu pobieranego przez silnik, następuje przełączenie na bieg szybki. Warunkiem koniecznym pełnego wykorzystania zalet silników dwubiegowych jest zastosowanie układów sterowania zapewniających szybkie przełączenie biegów silnika, w przeciwnym razie, w trakcie procesu przełączania, może nastąpić częściowe lub całkowite wyhamowanie układu napędowego. Trzecim z analizowanych układów napędowych jest układ ze sprzęgłami hydrodynamicznymi, które umożliwiają płynną regulację wartości przenoszonego momentu poprzez zmianę stopnia wypełnienia sprzęgła cieczą roboczą [4]. Dzięki takiemu rozwiązaniu, w trakcie uruchamiania przenośnika możliwe jest wykorzystanie maksymalnego (krytycznego) momentu silnika, a z uwagi na fakt, że moment przekazywany jest na wał napędowy maszyny dopiero po zakończeniu rozruchu silników, możliwe jest sekwencyjne (niejednoczesne) załączanie silników napędowych. Powoduje to ograniczenie wartości spadków napięcia w sieci oraz ułatwia spełnienie warunku wymaganej czułości tych zabezpieczeń zwarciowych, przez które przepływa prąd zasilania więcej niż jednego silnika (np. zabezpieczenia w stacjach transformatorowych). Warto zaznaczyć też, że w napędzie ze sprzęgłem hydrodynamicznym wartość momentu rozwijanego przez silnik podczas jego rozruchu nie ma większego znaczenia, a silniki przeznaczone do współpracy ze sprzęgłami hydrodynamicznymi mogą cechować się stosunkowo niewielką wartością znamionowego momentu rozruchowego (np. 1,2 M n ). 3. PRZYKŁADOWE OBLICZENIA SIECI ZASILAJĄCEJ MASZYNY PRZODKOWE W celu dokonania analizy porównawczej opisanych wyżej trzech wariantów układu zasilania kom-

3 Nr 7(461) LIPIEC Rys. 1. Schemat rozpatrywanego układu zasilania kompleksu ścianowego pleksu ścianowego wykonano obliczenia wartości charakterystycznych wielkości rozruchowych oraz zwarciowych, przy czym przyjęto podobne założenia co do wyposażenia kompleksu oraz konfiguracji sieci zasilającej (przedstawionej na rys. 1); różnice dotyczyły jedynie zasilania i wyposażenia napędu przenośnika ścianowego. W rzeczywistych układach, napięciem znamionowym 3,3 kv mogą być zasilane jeszcze inne maszyny kompleksu (np. przenośnik podścianowy, kruszarka), jednakże z uwagi na mniejsze moce znamionowe nie stwarzają one problemów w zakresie doboru sieci zasilającej i dla uproszczenia w analizowanych schematach zostały pominięte. Obliczenia wykonano wg zasad przedstawionych w normie [2]. We wszystkich analizowanych przypadkach przyjęto następujące założenia: kombajn ścianowy posiada dwa silniki napędowe organów urabiających o mocy 500 kw każdy; moc sumaryczna kombajnu wynosi 1200 kw, przenośnik ścianowy napędzany jest trzema silnikami o mocy 400 kw każdy, przy czym w przypadku układu z silnikami dwubiegowymi moc silników wynosi 200/400 kw (bieg szybki silników jest zasilany przez układ tyrystorowy), moce znamionowe stacji transformatorowych: 1750 kva (T1) i 1500 kva (T2), moc zwarciowa na szynach rozdzielnicy 6 kv zasilającej kompleks wynosi 50 MVA, odległość stacji transformatorowych od rozdzielnicy 6 kv wynosi 1800 m, odległość stacji transformatorowych od czoła ściany 1200 m, rozruszniki kopalniane ustawione są w odległości 100 m od czoła ściany, długość ściany wynosi 250 m. Przyjęty do analizy układ ma typowe cechy stosowanych układów zasilania kompleksów ścianowych napięciem 3,3 kv, dlatego wnioski z przedstawionego przykładu obliczeniowego można uogólnić. W tabeli 1 przedstawione zostały obliczeniowe wartości prądów pobieranych przez silniki przenośnika ścianowego podczas rozruchu, względnych momentów rozruchowych oraz napięć na zaciskach silników oraz na zaciskach rozruszników. W tabeli wyróżniono wartości wyników obliczeń, wskazujące na problemy mogące wystąpić podczas rozruchu stycznikowego. W przypadku silników PZSd1 oraz PZSg, obliczeniowy moment rozruchowy nie przekracza wartości momentu znamionowego, natomiast napięcie na zaciskach rozruszników W3 i W4 spada do ok. 65% wartości znamionowej. W przypadku układu z silnikami dwubiegowymi wyniki obliczeń zaprezentowane w tabeli 1 dotyczą biegu wolnego. Układ tyrystorowy ogranicza wartość prądu rozruchowego biegu szybkiego, co oczywiście powoduje znaczne zmniejszenie momentu rozruchowego, jednakże w przypadku uruchamiania przeładowanego przenośnika odpowiedni moment rozruchowy zapewniony jest przez bieg wolny silników. Jak już zaznaczono wcześniej, w układzie ze sprzęgłami hydrodynamicznymi wartość momentu rozwijanego przez silnik podczas rozruchu nie ma większego znaczenia, należy jednak zwrócić uwagę na stosunkowo niewielkie spadki napięcia napięcie na zaciskach rozruszników nie spada poniżej 85% napięcia znamionowego.

4 66 MECHANIZACJA I AUTOMATYZACJA GÓRNICTWA Wartości obliczeniowe charakterystycznych wielkości podczas rozruchu silników przenośnika ścianowego Tabela 1 Silnik (oznaczenie zgodnie z rys. 1) Układ tradycyjny Układ z silnikami dwubiegowymi (bieg wolny) Układ ze sprzęgłami hydrodynamicznymi Prąd rozruchowy silnika I r [A] PZSd PZSd PZSg Napięcie na zaciskach silnika podczas rozruchu U r [V] PZSd PZSd PZSg Względny moment rozruchowy M r /M n PZSd1 0,93 2,18 1,62 PZSd2 1,24 2,44 1,60 PZSg 0,88 2,14 1,46 Napięcie na zaciskach rozrusznika podczas rozruchu U Ł [V] PZSd PZSd PZSg Tabela 2 Obliczeniowe wartości minimalnych prądów zwarciowych I zmin (w A) oraz maksymalnych współczynników czułości k cz max dla poszczególnych zabezpieczeń zwarciowych Miejsce zainstalowania zabezp. zwarc. / miejsce zwarcia Współcz. czułości wymagany Układ tradycyjny Układ z silnikami dwubiegowymi (bieg szybki) Układ ze sprzęgłami hydrodynamicznymi I zmin k cz max I zmin k cz max I zmin k cz max W2 / PZSd2 2, , , ,70 W3 / PZSg 2, , , ,35 W4 / PZSd1 2, , , ,57 T1 / PZSd2 1, , , ,98 T2 / PZSg 1, , , ,08 W tabeli 2 przedstawiono wyniki obliczeń minimalnych prądów zwarciowych I zmin oraz maksymalnego współczynnika czułości k cz max obliczonego jako stosunek minimalnego prądu zwarciowego do dolnej granicy przedziału możliwych nastaw zabezpieczenia zwarciowego nadprądowego. Jak wynika z rezultatów obliczeń, duże wartości prądów rozruchowych silników przenośnika podczas rozruchu stycznikowego uniemożliwiają spełnienie wymagań dotyczących współczynnika czułości zabezpieczenia zwarciowego w stacji transformatorowej T2. Z kolei w przypadku układu ze sprzęgłami hydrodynamicznymi współczynnik k cz max w niewielkim stopniu przekracza wartość wymaganą (w sieciach o mniejszej mocy zwarciowej lub przy większych długościach kabli dobór nastawy zabezpieczenia będzie niemożliwy). Stosunkowo duża wartość maksymalna współczynnika czułości zabezpieczenia w stacji transformatorowej T2 w układzie ze sprzęgłami hydrodynamicznymi wynika z niejednoczesnego uruchamiania silników przenośnika. W układach wyposażonych w sprzęgła przepływowe istnieją większe możliwości w zakresie zasilania dwóch lub nawet trzech silników przenośnika z jednego odpływu stacji transformatorowej, co może przyczynić się do zmniejszenia kosztów wykonania instalacji (mniejsza liczba kabli i przewodów oponowych). Dotychczasowe pozytywne doświadczenia z eksploatacji kompleksów ścianowych zasilanych napięciem 3,3 kv, duża niezawodność aparatury elektrycznej oraz stosowanie nowoczesnych elementów automatyki zabezpieczeniowej, często wyposażonych w funkcje kon-

5 Nr 7(461) LIPIEC troli i diagnostyki, mogą stać się przyczynkiem do podjęcia dyskusji nad możliwością obniżenia wartości wymaganego współczynnika czułości k cz zabezpieczeń zwarciowych. Dotyczy to zarówno zabezpieczeń w rozrusznikach kopalnianych (obecnie k cz =2,0) oraz w stacjach transformatorowych (wymóg rezerwowania zabezpieczeń w rozrusznikach ze współczynnikiem czułości k cz =1,5). Ewentualne złagodzenie wymagań w tym zakresie powinno przyczynić się do obniżenia kosztów wyposażenia elektrycznego kompleksu ścianowego (np. przez zastosowanie kabli i przewodów o mniejszym przekroju żył) lub kosztów eksploatacji (przez ograniczenie konieczności dokonywania zmian lokalizacji stacji transformatorowych). Dotyczy to tych sytuacji (w praktyce dosyć częstych), w których czynnikiem ograniczającym maksymalną odległość stacji transformatorowych od ściany (lub minimalny przekrój żył roboczych kabli) jest konieczność spełnienia wymagań odnośnie do doboru aparatury zabezpieczeniowej. lepsze warunki rozruchowe silników oraz większe wartości współczynnika czułości zabezpieczeń zwarciowych zapewniają układy napędowe z silnikami dwubiegowymi (szczególnie współpracującymi z rozrusznikami tyrystorowymi) oraz wyposażone w sprzęgła hydrodynamiczne, układy napędowe z silnikami jednobiegowymi zasilanymi poprzez rozruszniki tyrystorowe zapewniają ograniczenie wartości prądów oraz obciążeń dynamicznych podczas rozruchu tylko przy założeniu, że prawidłowy rozruch jest możliwy przy obniżonym napięciu zasilania, doświadczenia z dotychczasowej eksploatacji kompleksów ścianowych z napędami na napięcie 3,3 kv wskazują na celowość podjęcia dyskusji o przepisowych zasadach doboru zabezpieczeń zwarciowych nadprądowych w instalacjach zasilających te kompleksy. 3. WNIOSKI Na podstawie obliczeń i analiz przeprowadzonych w niniejszym artykule można sformułować następujące wnioski i uwagi końcowe: w tradycyjnych układach napędowych przenośników ścianowych (silniki klatkowe uruchamiane bezpośrednio) duże moce silników mogą powodować przy pożądanych, wynikających m.in. z warunków górniczych odległościach między elementami instalacji zasilającej trudności w spełnieniu wymagań dotyczących momentu rozruchowego silników, spadków napięcia podczas rozruchu oraz współczynnika czułości zabezpieczeń zwarciowych, Literatura 1. PN-G-42070:2000 Elektroenergetyka kopalniana. Sieci elektroenergetyczne o napięciu znamionowym powyżej 1 kv zasilające maszyny przodkowe. Wymagania. 2. PN-G-42042:1998. Środki ochronne i zabezpieczające w elektroenergetyce kopalnianej. Zabezpieczenia zwarciowe i przeciążeniowe. Wymagania i zasady doboru. 3. Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 28 czerwca 2002 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych (Dz. U. Nr 139, poz oraz z 2006 r. Nr 124, poz. 863). 4. Antoniak J.: Napęd ścianowego przenośnika zgrzebłowego z przepływowym sprzęgłem wodnym. Materiały IV Międzynarodowej Konferencji Naukowo-Technicznej Napędy Maszyn Transportowych 2002, Katowice, 2002 r. 5. Krasucki F., Cholewa A.: Projektowanie elektryfikacji podziemi kopalń. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, 1985 r. Recenzent: prof. dr hab. inż. Bogdan Miedziński CHOSEN PROBLEMS OF SUPPLY OF HIGH POWER RECEIVERS IN COAL FACE SYSTEMS OF UNDERGROUND MINES There has been analysed in the paper the impact of modern supply-drive systems (two-speed motors, thyristor starters, drives with hydrodynamic coupling) on start-up characteristics and choice of protection in high-duty coal face systems. ИЗБРАННЫЕ ПРОБЛЕМЫ ПИТАНИЯ ПРИЕМНИКОВ БОЛЬШОЙ МОЩНОСТИ В ОЧИСТНЫХ КОМПЛЕКСАХ ГОРНЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ В статье проанализировано влияние современных питательно-приводных систем (двухходовые двигатели, тиристорные пускатели, приводы с гидродинамическими муфтами) на пусковые особенности и возможности отбора защиты в высокопроизводительных очистных комплексах.