~1 (722275), страница 2

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 2)

Р_х.х. =140 Вт, Р_к.з. = 550 Вт при U_к.з. = 5,2 %, I _х.х. = 10 %.

Расчет паразитных параметров трансформатора.

Выбранный трансформатор имеет габаритную мощность S_тр. = 14,6 кВА.

Найдем габаритную мощность на одну фазу:

P_габ=S_тр /m=14,6*10³/3=4866,667 ВА.

Схема соединений обмоток «звезда – звезда», следовательно, U_1л=380В и U_1ф.=220В (в соответствии с заданием).

Определим ориентировочную величину коэффициента трансформации c учетом колебаний уровня напряжения в промышленных сетях:

к_тр.=U_1ф./ U₂=U_1ф. / (0,94 U_d)=(220– 220*0,15)/(0.94*100)=1,989

Номинальный ток в первичной обмотке трансформатора:

I_1ном=P_габ/U_1фА=4866,667/220=22,121 А

Из условий опыта холостого хода определяем:

I_1х.х. =0,1*I_1ном. = 0,1*22,121 = 2,212 А.

Полная кажущаяся мощность холостого хода равна

S_х.х. = U_1н.*I_1х.х. = 220*2,212 = 486,667 ВА.

Угол сдвига тока относительно напряжения

_хх=arccos(P_хх/3^*S_хх)=arccos(140/3* 486,667)=84,497^о.

Расчетное активное сопротивление, учитывающее потери на гистерезис и вихревые токи

R_ор=Р_хх/3*I²_хх=140/3*2,212²=9,538 Ом.

Индуктивное сопротивление намагничивания

Х_ор=*L_ор= R_ор*tg_хх=9,538*tg84,497=99 Ом.

Расчетная величина индуктивности намагничивания

L_ор= Х_ор/99/2**50=0,315 Гн.

По данным опыта короткого замыкания аналогично находим:

U_к.з. = 0,052U_1н. = 0,052*220 = 11,44 В;

Полная кажущаяся мощность короткого замыкания равна

S_к.з. = U_к.з.* I_1н. = 11,44*22,121=253,066 ВА;

Угол сдвига тока относительно напряжения

_кз=arccos(P_кз/3^*S_кз)=arccos(550/3* 253,066)=43,557^о.

Расчетное активное сопротивление, учитывающее потери в обмотках трансформатора (приведение к вентильной стороне):

R_рТР=( R_2р+ R’_1р) = P_кз/3*I²_кз*К²_тр=550/3*22,121²*1,989²=0,095 Ом.

Расчетная величина индуктивного сопротивления, обусловленного магнитными потоками рассеяния

(Х_S2р+Х’_S1р)=(R_2р+ R’_1р)tg_кз=0,095tg43,557=0,090 Ом.

Индуктивность рассеяния:

(L_S2р+L’_S1р)=(Х_S2р+Х’_S1р)/=0,09/314=2,866*10^-4 Гн.

Итак:

R_o= 9,538 Ом.

X_o= 99 Ом.

L_o= 0,315 Гн.

Ls=2,866*10^-4 Гн.

Xs=0,09 Ом.

Rтр=0,095 Ом.

Схема замещения одной фазы силового трансформатора и ее параметры:

Выберем Т-образную схему замещения (рис. 3).

Рис .4 Схема замещения для одной фазы трансформатора.

Rтр=2(R_2р+ R’_1р)=(2*Р_кз)/(3*I²_1Н )=2*550/3*22,121²=0,749 Ом.

Xs=2(R_2р+ R’_1р) tg_кз =0,749*tg43, 577=0,713 Ом.

Параметры схемы замещения.

продольная ветвь:

R₁  R^’₂ =r_тр / 2 = 0,749/ 2 = 0,375 Ом;

X_s1  X^’_s2 = X_s / 2 = 0,713 / 2 = 0,357 Ом.

поперечная ветвь:

R₀ = 4,769 Ом; X_m = 49,5 Ом.

Выбор тиристоров.

Основными параметрами по выбору полупроводникового прибора для данного преобразователя являются:

• предельный средний ток тиристора при соответствующей температуре;

• действующее значение тока через прибор;

• повторяющееся напряжение;

• критическая скорость нарастания прямого тока;

• критическая скорость нарастания прямого напряжения и др.

С использованием таблицы 1 определяем величины токов и напряжений, которые будут действовать на управляемые вентили в данной схеме преобразователя:

среднее значение тока через вентиль

I_B= = 0,333*I_d = 0,333*100 = 33,3 A;

максимальное обратное напряжение, прикладываемое к вентилю

U_{m обр.} = 2,3U_d = 2,3*100 = 230 B;

величина действующего значения тока тиристора

I_B = 0,55*I_d = 0,55*100 = 55A;

Максимальная величина тока вентиля I_mB = 0.5I_d = 50 A.

Выбираем по справочной литературе тиристор типа ТО142–80, который имеет следующие предельно допустимые параметры:

повторяющееся импульсное напряжение в закрытом состоянии

Uзсп=600 – 1200 В;

повторяющееся импульсное обратное напряжение

U_{m обр.}=600 – 1200 В;

максимально допустимый средний прямой ток в открытом состоянии при f=50 Гц, b=180^o, Tk=70^oC

I_п.к.=80 А;

максимальное действующее значение тока

I_Bмакс = 125 A;

обратный ток и ток утечки при повторяющемся напряжении и температуре структуры 125 ˚С

I _обр. < 50 мА;

критическая скорость нарастания прямого тока

(di/dt)_кр. = 100 А/мкс;

критическая скорость нарастания прямого напряжения

(dU/dt)_кр = 100 В/мкс.

ударный ток при длительности 10 мс и температуре структуры 100 ˚С

I_уд. = 1350 А.

динамическое сопротивление

r_дин. = 3,7*10 ^{– 3} Ом.

отпирающий импульсный ток управления при Uзс=12 В

<150 мА.

тепловое сопротивление переход – корпус < 0,24 ^оС/Вт.

температура перехода: Тп= -40^оС – +100^оС.

Данный тиристор относится к разряду оптронных (оптотиристор). Кремниевый диффузионный типа p-n-p-n. Два полупроводниковых элемента: кремниевый фототиристор и арсенид галлиевый излучающий диод объединены в одну конструкцию. Предназначен для применения в помехоустойчивых системах автоматики и в цепях постоянного и переменного тока преобразователей электроэнергии. Выпускаются в металлостеклянном корпусе штыревой конструкции с жёсткими силовыми выводами. Анодом является основание. Масса мене 49 грамм.

Указания по монтажу: Чистота обработки контактной поверхности охладителя не хуже 2.5. Время пайки выводов управления паяльником мощностью 50-60 Вт при температуре припоя 220^оС не должно превышать 5 с. Закручивающий момент не более 10 Н*м.

Для данного тиристора выбираем охладитель типа О241-80. Крутящий момент не более 10 Н*м.

Аппроксимируем ВАХ данного тиристора линейной функцией, используя справочные данные.

, где

ΔU₀ = 1,1 B – прямое падение напряжения при токе I_п.к.;

Тогда аппроксимирующее выражение примет вид:

ΔU = 1,1 + 3,7*10 ^{– 3} · i B

Расчет потерь мощности в управляемых вентилях.

Для расчета потерь мощности в вентилях необходимо знать действующий и средний токи через вентили. Мы их нашли ранее:

I_B= = 33,3 А, I_B = 55 А.

Определяем потери мощности на одном вентиле.

P_В1=U*I_В=+ r_дин.*I²_В=1,1*33,3+3,7*10^-3*55²=47,823 Вт.

Тогда потери мощности на вентилях всех групп равны

ΔР_В = 2m*ΔP_B1 = 2*3*47,823 =286,935 Вт.

Определение предельного тока через полупроводниковую структуру прибора для установившихся режимов работы.

Предельный ток прибора в установившемся режиме работы при заданных условиях охлаждения рассчитывается по формуле

, где

[Θ_pn] – максимально допустимая температура полупроводниковой структуры ,

[Θ_с] – заданная температура окружающей среды .

В соответствии с заданием преобразователь работает в климатических условиях У3 по ГОСТ 15543-70. (Климат умеренный. Преобразователь работает в закрытых помещениях с естественной вентиляцией без искусственно регулируемых климатических условий, где колебания температуры и влажности воздуха, и воздействия песка и пыли существенно ниже, чем на открытом воздухе. Токр.ср. = -40 ^оС – +40 ^оС, DT=40^oC/8часов.)

R_T – общее установившееся тепловое сопротивление (при условии охлаждения). С выбранным охладителем типа О241-80 для данного тиристора Rт=Rп-к+Rкпо-ос=0,24+0,24=0,48 ^ОС/Вт. Где Rкпо-ос – переходное тепловое сопротивление контактная поверхность охладителя – охлаждающая среда.

U₀ – пороговое напряжение предельной ВАХ прибора.

Используя параметры данного тиристора и температурные условия эксплуатации (t_max = 40 ˚C) , определим предельный ток прибора.

А

Найдем предельный ток прибора в случае усреднения мощности в зависимости от коэффициента формы тока к_ф = I_B / I_B= . Для данной схемы коэффициент формы тока равен к_ф=55/33,3 = 1,652 (изменение величины к_ф в зависимости от угла отпирания прибора не учитываем).

Тогда

Как видно из расчетов токовый режим работы тиристоров в данном преобразователе примерно на 13% ниже максимально возможного.

Допустимая мощность потерь в вентиле.

Расчет ведем при условии, что выпрямитель работает при непрерывной установившейся нагрузке. Тогда температура структуры в установившемся режиме определяется как

Θ_pn = Θ_c +ΔP·R_т.

Допустимая мощность потерь равна

[ΔP] = ( [Θ_pn] – Θ_c)/R_т .

R_т = 0,48 ˚С/Вт – общее установившееся тепловое сопротивление прибора.

Подставив технические параметры, получим

[ΔP] = (100 – 40) / 0,48 = 125 Вт.

Номинальные тепловые потери при работе приборов меньше допустимых, примерно на 162 Вт (на каждый вентиль).

Определение углов коммутации вентилей.

Угол коммутации, определяемый активными сопротивлениями фазы трансформатора.

Величину угла перекрытия фаз (угла коммутации) найдем из выражения

, где

ΔU_X – падение напряжения от коммутации при учете индуктивного сопротивления. Его можно определить из выражения:

Тогда

.

Уточнение коэффициента трансформации с учетом падения напряжения на элементах силовой схемы.

Определяем значение выпрямленного напряжения холостого хода с учетом распределения падения напряжения на элементах.

Находим действующее значение фазного напряжения вторичной обмотки силового трансформатора на холостом ходу (воспользуемся таблицей 1).

Тогда U₂ /U_d0 = 0,855 , откуда U₂ = 0,855*110,367=94,364 B .

Корректируем величину коэффициента трансформации:

к_тр. = U_{1n min} / U₂ = (220 – 0.15*220) / 94,364 =1,982

Уточняем электрические и энергетические параметры трансформатора.

Определим действующее значение тока в первичной обмотке трансформатора, используя данные таблицы 1:

I₁ = 0,45*I_d / k_тр. = 0,45*100 / 1,982 = 22,704 A.

Габаритная мощность первичных обмоток трансформатора:

S₁ = 1,27*Р_d = 12700 BA.

Габаритная мощность вторичных обмоток трансформатора:

S₂ = 1,56*P_d = 15600 ВА;

Полная габаритная мощность трансформатора

S_ТР=(S1+S2)/2=(12700+15600)/2=14150 ВА.

Эта величина близка к определенной ранее по коэффициенту схемы (см. таблицу 1), поэтому оставляем выбранный силовой трансформатор для работы в данном преобразователе.

Уточняем величину активного сопротивления обмоток – R_тр и реактивного сопротивления рассеяния X_s, приведенных к вентильной стороне силового трансформатора

.

Итак:

Приведение сетевого напряжения к вентильной стороне трансформатора.

Преобразуем Т – образную схему замещения (рис.3), рассчитав комплексные сопротивления во всех ветвях схемы, получим следующую схему:

Рис. 5

Здесь = R₁ + jX_s1 =0,375 + j0,357 = 0,517 e^j43,557˚ Oм;

= R^’₂+ jX^’_s2=0,375 + j0, 357 = 0,517 e^{j43, 557}˚ Oм;

Приводим сетевое напряжение трансформатора к вентильной стороне по методу эквивалентного генератора.

В; Ом.

Рассмотрим приведение для фазы А: В.

Следовательно,

Пересчитаем полученные значения через коэффициент трансформации

В;

Определим индуктивность рассеяния в каждой из шести фаз:

L_sф. = X_sф. / ω_сети = 0,09/314 = 2,866*10 ^–4 Гн

Запишем систему всех приведенных фазных напряжений:

, ,

, ,

Защита тиристоров от перенапряжений.

В силовых полупроводниковых преобразователях различают следующие виды перенапряжений:

• внешние перенапряжения, возникающие как со стороны питающей сети, так и со стороны нагрузки;

• внутренние перенапряжения, возникающие при коммутациях в преобразователях;

• перенапряжения, обусловленные эффектом накопления носителей в полупроводниковых приборов при коммутации тока.

a) Для защиты силовых полупроводниковых вентилей от коммутационных перенапряжений в процессе их переключений, а также от коммутаций в цепи нагрузки, параллельно вентилям включают индивидуальные RC – цепочки.

Конденсатор и резистор должны как можно меньшую собственную индуктивность. Для того, чтобы защитная цепочка имела в целом возможно меньшую, она должна быть размещена непосредственно около вентиля.

Произведем расчет параллельной RC – цепочки для защиты прибора от коммутационных перенапряжений, возникающих при переключении тиристоров.

При выходе вентиля из работы на него действует величина линейного напряжения U_2л. Изобразим расчетную схему (рис .5)

Рис . 6

На схеме L_sΣ = 2L_sф.=2*866*10^-4=5,732*10^-4 – суммарная индуктивность рассеяния двух соседних фаз.

Применяемый тиристор имеет критическую скорость нарастания напряжения, равную (du /dt )_кр. = 100 В/мкс. Выберем ограничение с запасом (du /dt ) = 50 В/мкс. Тогда (*), т.к. мало по сравнению с .

В момент коммутации | U_{2m л} | = L(di/dt) (**). Из выражений (*) и (**) выразим величину сопротивления RC – цепочки:

Ом.

Так как в схеме на рис .5 есть два накопителя электромагнитной энергии, то в ней будут возникать колебания напряжения, что нежелательно. Поэтому ограничим выброс коммутационного перенапряжения величиной U_{vs max} = 1.25 U_{2m л}, что соответствует коэффициенту демпфирования , где Ом – величина критического сопротивления.

Выразим величину емкости конденсатора в RC – цепочке

Ф.

Подставим числовые данные и определим величины R и С:

;

.

Мощность резистора определим из выражения

.

Цепью разряда конденсатора RC – ветви являются резистор и включенный тиристор. Следовательно, вентиль будет испытывать дополнительную токовую нагрузку. Определим величину токовой добавки

Суммарная величина среднего тока через вентиль и добавки при разряде конденсатора не должна превышать допустимого значения I_п.к. = 80 А при заданных условиях охлаждения. Проверим это

I_Σ = 33,3 + 1,9 = 35,150 A. << [I_п.к.] A.

б) Защита от перенапряжений, возникающих при коммутациях в цепи нагрузки.

Рассмотрим наихудший (с точки зрения нагрузки на полупроводниковый прибор) случай перенапряжения, когда происходит отключение индуктивной нагрузки от работающего преобразователя, и величина э.д.с. самоиндукции складывается с фазным напряжением, действующим на вентиль.

Для того, чтобы использовать уже рассчитанную выше RCA – цепочку для данного вида перенапряжении, выполним проверочный расчет величины (du/DT) при воздействии суммарной э.д.с., равной

Е^пер_Σ = Е_2mф + Е_{н. max} = ·102 + 100 = 244,296 B.

Тогда

,

Следовательно, данная RC – цепочка может служить защитой как от перенапряжений, вызванных коммутациями с вентиля на вентиль, так и в цепи нагрузки.

На основе данных расчета выбираем элементы защитной RC – цепи.

Выбор резистора.

Из справочника выбираем металлооксидный резистор с подавленной реактивностью – тип МОУ:

– резистор имеет номинальное сопротивление R_н. = 150 Ом ( );

– номинальная мощность Р_н =0,5 Вт;

• ТКС в диапазоне температур от – 60 ˚ С до + 200 ˚ С;

• температура окружающей среды – Т_окр. = ˚ С;

• предельное импульсное напряжение U_{и m} = 360 В.

Геометрические размеры: наружный диаметр D = 1,6 мм, длина L=16,5 мм , d = 3 мм.

Выбор конденсатора.

Выбираем фторопластовый конденсатор К72 – 11А емкостью С=0,1мкФ ( ).

Корпус типа ЦИ (Ц – цилиндрический, И – изоляционный).

Параметры:

• номинальное напряжение U_н = 500 В;

• температура окружающей среды – Т_окр. = ˚ С;

• величина тангенса угла потерь – ;

• сопротивление изоляции вывод – вывод R_из. = 20 ГОм

Геометрические размеры: диаметр D = 58 мм, длина L = 78 мм,

длина выводов l = 18 мм.

Так как были выбраны реальные элементы цепи защиты, то необходимо сделать оценку, как изменилась скорость нарастания фронта напряжения – (du /dt) для вариантов защиты а) и б):

Для случая перенапряжения а):

<[(du /dt)_кр. =100

В/мкс].

Δ(du/dt)=68,652–50=18,652 В/мкс, т.е. порог ограничения скорости нарастания напряжения при коммутации с вентиля на вентиль увеличился на 18,652 В/мкс.

для случая перенапряжения по пункту б):

.

Следовательно, порог ограничения скорости нарастания напряжения при коммутациях в цепи нагрузки повысился на Δ(du/dt)=67,126-58,648=8,478 В/мкс.

в) Защита от перенапряжений, которые попадают в преобразователь из питающей сети, вследствие атмосферных разрядов, процессов переключения в соседних устройствах, например при работе выключателей или перегорании предохранителей, или из-за резонансных явлений, обусловленных наличием гармоник в сетях, склонных к резонансу.

Длительные перенапряжения этого типа опасны не только для преобразователя, но и для других потребителей, для их ограничения необходимо использовать внешние по отношению к преобразователю устройства. Но по ТУ необходимо предусмотреть защиту преобразователя от кратковременных превышений напряжения в сети.

Параллельно каждому комплекту вентилей подсоединим RC – цепочки, объединенные в треугольник. При расчете резисторов такого защитного устройства (ЗУ) будем исходить из условия, что при действии напряжения величиной U_{пер. m} = 3кВ в течение 1 мкс на резисторе должно выделиться порядка 1 Дж тепла.

Итак,

Следовательно, величину сопротивления резистора ЗУ определим как

Величину емкости конденсатора ЗУ определим, используя выражение, полученное выше (коэффициент демпфирования ξ и значение L_sΣ остаются теми же):

.

По данным расчета выбираем элементы ЗУ (треугольник из RC – цепочек).

Выбор резистора ЗУ:

Тип резисторов треугольника из RC –цепей выбираем таким же, что и для защиты приборов при внутренних коммутациях, т.е. резистор металлооксидный типа МОУ с параметрами:

– номинальное сопротивление R_н. = 10 Ом ( ) ;

– номинальная мощность Р_н = 25 Вт;

• ТКС в диапазоне температур от – 60 ˚ С до + 200 ˚ С;

• температура окружающей среды – Т_окр. = ˚ С ;

• предельное импульсное напряжение U_{и m} = 4000 В.

Геометрические размеры: наружный диаметр D = 13 мм, длина L = 130 мм , d = 8 мм.

Выбор конденсатора.

Выбираем комбинированный конденсатор К75 – 25 емкостью С=1,2 мкФ ( ).

Корпус типа ПМ ( П– прямоугольный, М – металлический).

Параметры:

• номинальное напряжение U_н = 3 кВ;

• температура окружающей среды – Т_окр. = ˚ С;

• величина тангенса угла потерь – ;

• сопротивление изоляции вывод – вывод R_из. = 5 ГОм.

Геометрические размеры: ширина В =90 мм, длина L =110 мм, высота Н =18 мм.

Определение индуктивности уравнительного реактора.

В данной схеме преобразователя будем использовать два однофазных уравнительных реактора. Требуемая индуктивность реактора может быть определена из выражения:

L_ур=Кд*_2mф/(_с*_ур), где

I_УР – действующее значение статического уравнительного тока (обычно выбирается согласно условию I_УР 0,1I_H ;

E_{2m ф} – амплитуда вторичной э.д.с.;

К_Д – коэффициент, характеризующий отношение действующего значения уравнительной э.д.с. к амплитуде вторичной э.д.с. (он зависит от схемы выпрямления, угла регулирования).

Действующее значение напряжения на однофазном уравнительном реакторе

В.

Следовательно, подставив значения, определяем

, В

Определим типовую мощность каждого реактора. Для данной схемы ТП она равна

S_Lур = 0,0286 Р_d = 0.0286·10 · 10³ = 0,286 кВА.

Максимальный коэффициент К_Д для данной преобразовательной схемы равен К_Д = 0,4. Через каждый реактор протекает ток, равный I_H=I_d /2 = 50A.

Примем величину действующего значения статического уравнительного тока, равной I_УР = 0,1 I_H = 0,1·50 =5 А.

Итак, определим индуктивность L_УР:

Определение ударного тока при внешнем коротком замыкании.

К аномальному режиму работы преобразователя относят внешнее короткое замыкание. Оно сопровождается возникновением сверхтоков и перенапряжений во всех силовых элементах, поэтому он является тяжелым аварийным режимом.

Полупроводниковые вентили весьма чувствительны к перегрузкам по току, что связано с технологическими особенностями их изготовления и эксплуатации. Поэтому необходимо в преобразователе установить специальную защиту силовых приборов.

Выполним защиту силовых вентилей данного выпрямителя в виде плавких вставок. Для их выбора найдем величину ударного тока глухого внешнего к.з. и интеграл предельной нагрузки.

Находим амплитуду базового тока короткого замыкания

, где

U_{2m , ф} – амплитуда фазного напряжения при холостом ходе;

Х_2к и r_2к – приведенные к вентильной стороне значения индуктивного сопротивления рассеяния трансформатора и его активное сопротивление.

Подставив числовые значения, получим

.

Определяем величину ударного тока I_уд.

Рис . 7

Амплитуда тока в тиристорах (а) и интеграл предельной нагрузки (б) при внешнем к.з. тиристорного преобразователя

Определяем сtg φ_к:

.

По рис .(6 – а) находим i^*_уд = 0,8 . Тогда находим ударный ток глухого внешнего к.з.

Находим интеграл предельной нагрузки при глухом внешнем к.з.:

, где

величину определяем по графику на рис.(6 – б). При сtg φ_к = 1,052 → =3·10 ^–3. Тогда

I²_t=I²_Km*( )=1155,806²*3*10^-3=4007,661 А² ·с

Выбранный тиристор ТО142–80 может выдержать предельную нагрузку в течение 10 мс, интеграл предельной нагрузки прибора равен при температуре структуры 125˚С.

Для защиты тиристора от токовой перегрузки применяем предохранитель с плавкой вставкой серии ПП57.

Предохранители серии ПП57 предназначены для защиты преобразовательных агрегатов с силовыми кремниевыми полупроводниковыми вентилями при к.з. в цепях переменного или пульсирующего тока частотой 50 и 60 Гц и в цепях постоянного тока. Его выбор осуществляется по номинальной величине действующего тока тиристора, по значению интеграла отключения (он должен быть меньше интеграла предельной нагрузки вентиля), по времени срабатывания. Номинальный ток предохранителя должен быть больше, чем действующее значение протекающего через него в нормальном рабочем режиме тока.

Выбираем предохранитель ПП57 – 3727 с параметрами:

• номинальный ток плавкой вставки I_н = 100 А ;

• допустимый ток предохранителя при t = 45˚С I_доп. = 90 А (из условий допустимого нагрева контактных выводов не более 130˚С);

• номинальные потери мощности плавкой вставки Р_н = 13 Вт.

Находим величину сопротивления плавкой вставки:

Определяем фактические потери мощности при их установке в данный преобразователь. Максимальное действующее значение рабочего тока тиристора →I_д = 55А. Тогда потери мощности составят величину

Р_п.ф. = I_д² ·R_вст. =55²*1,3*10 ^–3 =3,933 Вт.

Тогда потери мощности на всех предохранителях составят величину

Р_п.ф.е.=6* Р_п.ф.=6*3,933=23,595 Вт.

Выбор средств автоматической защиты от аварийных токов.

Работоспособность полупроводниковых приборов при аварийных режимах восстанавливается с помощью защитных устройств, которые должны обладать максимальным быстродействием для ограничения амплитуды и длительности аварийного тока; иметь высокую надежность.

В тиристорных преобразователях различают следующие наиболее характерные аварийные режимы: перегрузка по току и внешнее короткое замыкание; внутреннее короткое замыкание, вызванное пробоем вентиля; нарушение в системе управления.

На стороне переменного тока устанавливаем выключатель А3711Б на номинальный ток I_н = 160 А, номинальное напряжение U_н = 380 В. Уставка по току срабатывния электромагнитных расцепителей I_уст.=400 А. Выключатель рассчитан на предельно допустимый ток короткого замыкания – I_max = 36 кА.

Проектирование СИФУ.

Для корректной работы преобразователя необходимо, чтобы каждый тиристор открывался в определенный момент времени. Для подачи управляющего сигнала в нужный момент времени служит система импульсно-фазового управления (СИФУ). Углы управления и  задаются уровнем управляющего сигнала, который может изменятся до U_max=10 В.

Принцип работы СИФУ представлен на рисунке.

Рис.8.

Здесь 1 канал СИФУ служит для тиристоров выпрямительной и инверторной групп фазы А.

В качестве сравнивающих элементов возьмем компаратор К554СА3 со следующими параметрами: U_п=5…15 В, U_{вх.диф.max}=13 В, I_вх=0,1 мкА, К_u=150000, U_см.max=3 мВ, t_зад=300 нс.

Генератор пилообразного линейно нарастающего напряжения строится на базе сдвоенного операционного усилителя КР574УД2А.

Для синхронизации СИФУ с сетью используется следующий усилитель:

Рис.9

Зададим ток через делитель 10 мА. Суммарное сопротивление делителя R1+R2=226*1,1/0,01=24860 Ом.

Зададим напряжкние на выходе делителя 10 В. Тогда

R2=10/0,01=1 кОм,

R1=24860-1000=23860 Ом.

Угол сдвига фаз, вносимый конденсатором примем равным 1^о. Найдем емкость конденсатора:

tgIc1/Ic2=R2*C1

C1= tgR2=tg1/1000*314=56 пФ.

Повторный расчет.

Расчитаем мощность, выделяемую на одном вентиле:

P_В1=U*I_В=+ r_дин.*I²_В=1,1*33,3+3,7*10^-3*55²=47,823 Вт.

Тогда потери мощности на вентилях всех групп равны

ΔР_В = 2m*ΔP_B1 = 2*3*47,823 =286,935 Вт.

Расчитаем мощность потерь в реакторе:

P_Р=Id²_max*R_Р+I_УРmax*R_Р=

Мощность потерь в трансформаторе:

P_ТР=Р_ХХ+(S_ТР/S_ГАБ)²*Р_КЗ=140+(14600/4866)²*550=5090 Вт.

Расчет КПД трансформатора:

Pd/(Pd+ΔР_В+P_Р+P_ТР)=10000/(10000+287+ +5090)=

Температура перехода тиристора.

Rth=R_П-К+R_К-О+R_О-С=0,24+0,2+3,0= 0,74, где

Rth – общее тепловое сопротивление,

R_П-К – тепловое сопротивление перход-корпус,

R_К-О – тепловое сопротивление корпус-охладитель,

R_О-С – тепловое сопротивление охладитель-окр. среда.

Tп=tокр+P_В1+ Rth=40+47,823+0,74=88,564 ^оС,

что ниже t_max=100 ^oC.

Анализ НПЧ.

Для анализа схемы воспользуемся пакетом программ PSPICE. Схема принцииальная здесь выглядит следующим образом:

Рис.10.

Рис.11. Ток на нагрузке

Р
ис.12. ток через R-C цепь.

Р
ис.13. Ток на уравнительном реакторе.

Р
ис.14. Напряжение на тиристоре.

Основные требования к схемам управления тиристорными преобразователями.

Схемы управления тиристорными преобразователями – это устройства, выполняющие ряд функций по обеспечению требуемого режима работы преобразователя, вида его энергетических и качественных характеристик. Структура и принцип работы схемы управления зависят от реализуемого способа управления, вида задания сигнала управления, схемы исполнительных органов и др.

Перечислим основные функции, выполняемые схемой управления:

1. Формирование значений сигналов управления исполнительным органом в соответствии с заданным сигналом управления. Этот сигнал может быть представлен в виде аналоговой величины, либо цифрой в параллельном, последовательном, двоичном или унитарном коде.

2. Распределение по интервалу повторения сигналов управления тиристорными ключами в соответствии с реализуемым способом управления.

3. Равномерное распределение сформированных сигналов управления по фазам с целью симметрирования нагрузки исполнительными органами на сеть.

4. Структурное преобразование значения сигнала регулирования с целью трансформации средних или действующих значений выходных параметров при необходимости согласования нагрузки с сетью.

5. Коррекция сигнала регулирования в соответствии со значениями сигналов обратной связи. Такая коррекция необходима при реализации управления преобразователем с обратной связью по возмущающему параметру (например, по изменению питающего напряжения, сопротивления нагрузки или иных аналогичных параметров), меняющему значение кванта энергии, подводимого к нагрузке. Использование обратной связи существенно улучшает качество управления тиристорными преобразователями, в особенности при инерционной нагрузке и наличии запаздываний в контуре регулирования вне цепи обратной связи по возмущению.

6. Линеаризация регулировочной характеристики тиристорного преобразователя с целью получения постоянного коэффициента передачи при использовании способов импульсного управления со ступенчато-нелинейными характеристиками.

7. Синхронизация сигналов управления с напряжением сети для обеспечения коммутации тиристоров с заданными значениями углов коммутации  и .

8. Формирование импульсных сигналов требуемой формы, амплитуды и длительности для надёжного управления тиристорными ключами исполнительных органов.

Список литературы.

1. Уильямс Б. Силовая электроника. Приборы, управление, применение, справочное пособие. Москва, «Энергоатомиздат», 1993г.

2. Розанов Ю.К. Основы силовой электроники. Москва, «Энергоатомиздат», 1992 г.

3. Скаржепа В.А., Шелехов К.В. Цифровое управление тиристорными преобразователями. Ленинград, «Энергоатомиздат» Ленинградское отделение, 1984 г.

4. Чебовский О.Г. Силовые полупроводниковые приборы. Справочник. Москва, «Энергоатомиздат», 1985 г.

5. Славик А.С. , Замятин В.Я. Мощные полупроводниковые приборы. Тиристоры. Справочник. Москва, «Радио и связь», 1987 г.

6. Конструирование силовых полупроводниковых преобразователей, Москва, «Энергоатомиздат», 1989 г.

7. Энергетическая электроника, Справочное пособие, Лабунцов В.А., Москва, «Энергоатомиздат», 1987 г.

8. Справочник по проектированию автоматизированного электропривода и систем управления технологическими процессами, под общей редакцией Мовсесова Н.С., Храмушина А.М, Москва, «Энергоатомиздат», 1982 г.

9. Жемеров Г.Г. Тиристорные преобразователи частоты с непосредственной связью. Москва, «Энергия», 1977 г.

Характеристики

Список файлов реферата