Учебная работа. Проектирование силовых блоков полупроводникового преобразователя

1 Звезда2 Звезды3 Звезды4 Звезды5 Звезд (Пока оценок нет)
Загрузка...

Проектирование силовых блоков полупроводникового преобразователя

Министерство образования российской
Федерации

Государственное образовательное
учреждение высшего профессионального образования

Сибирский Государственный
Индустриальный Университет

Кафедра автоматизированного
электропривода и промышленной электроники

Курсовая работа

по преобразовательной технике

Проектирование силовых блоков полупроводникового
преобразователя

Выполнил: студент гр. АЭП-022

Д.С. Мысков

Проверил:
преподаватель

В.Т. Хромогин

Новокузнецк 2004

Введение

Преобразовательная
техника является одним из наиболее эффективных направлений электротехники.
Преобразовательные устройства служат для преобразования переменного напряжения
(тока) в постоянное, постоянного напряжения (тока) в переменное, переменного
напряжения одной частоты в переменное напряжение другой частоты и т.д.

В
преобразовательных устройствах используются средства, осуществляющие фильтрацию
и стабилизацию тока и напряжения. основными характеристиками преобразовательных
устройств являются коэффициент полезного действия, коэффициент мощности и
другие энергетические характеристики.

преимущества
полупроводниковых преобразователей оп сравнению с другими преобразователями
неоспоримы: они обладают высокими регулировочными характеристиками и
энергетическими показателями, имеют малые габариты и массу, просты и надёжны в
эксплуатации. Кроме преобразования и регулирования тока и напряжения такие
установки обеспечивают бесконтактную коммутацию токов в силовых цепях.

Благодаря
указанным преимуществам полупроводниковые преобразовательные устройства
получают широкое применение в различных отраслях народного хозяйства.


Задание

Таблица 1. исходные данные для проектирования преобразователя

U,КВ

Uс,%

Uн,В

Iн,A

Kп

t ,c

Kп

t ,mc

q,%

Хар.нагр.

Реж. раб.

я. двиг.

выпр.,инв.

6

15

260

320

1,1

4

1,3

30

7

+

+

Система защиты вентилей

способ воздушн.

qc, C°

токовая

перенапряжен.

охлаждения

вну.кз

кз=I

ком.vs,vd

ком.нгр.

естественный

15

1) U-
напряжение питающей сети.

2) Uc- колебания напряжения питающей сети.

3) Uн — номинальное 4) Iн — номинальное 5) Kп — кратность кратковременной технологической перегрузки.

6) t — длительность кратковременной технологической перегрузки.

7) Kп — кратность длительной технологической перегрузки.

8) t — продолжительность действия длительной технологической
перегрузки.

9) q — коэффициент пульсации выпрямленного напряжения на
нагрузке.

10) Характер нагрузки: Я — якорь двигателя.

11) Режим работы:

В- выпрямительный , И- инверторный.

12) Способ управления преобразователем: Управляемый.

13) Система защиты:

вну. кз — внутренние короткие замыкания.

кз = I —
короткие замыкания на стороне постоянного тока.

кз ~ I —
короткие замыкания на стороне переменного тока.

ком.vs,vd — коммутационные перенапряжения в
вентилях.

ком.нгр.- коммутационные перенапряжения со стороны нагрузки.

14) qс — температура окружающей среды.

15) h — коэффициент полезного действия
установки.

16) c — коэффициент мощности установки.


1. Разработка принципиальной схемы

1.1 Выбор и обоснование схемы соединения вентилей

Разрабатываемый мной преобразователь, является
преобразователем средней мощности: Pн = Iн ×Uн =83,2 кВт, следовательно целесообразно взять трёхфазную
схему.

Источником питания выбираем сеть трёхфазного переменного
тока.

Из трёхфазных схем выпрямления отдаю предпочтение трёхфазному
мостовому выпрямителю, т.к. он обеспечивает коэффициент пульсации q=5,7% от Uн, при требуемом q=7%, т.е. отпадает необходимость применения сглаживающего фильтра. В виду
расхождения напряжения питающей сети Uc=6 кВ и Uн=260В возникает необходимость
включения в схему понижающего трансформатора. Обмотки трансформатора соединены
звездой. При соединении вентилей в трёхфазную мостовую схему постоянные
составляющие токов вторичной обмотки не создают ПВН.

Для защиты вентилей от внутренних КЗ применяются специальные
быстродействующие плавкие предохранители; предохранители устанавливаются последовательно
в цепи каждого тиристора; от КЗ на постоянном токе – автоматический
выключатель.

Коммутационные перенапряжения в вентилях устраняются
выключением R-C цепей параллельно каждому тиристору; перенапряжения в
нагрузке – включением нулевого диода.

2. Расчёт параметров и выбор элементов схем

2.1 основные соотношения, характеризующие трёхфазную мостовую
схему трансформатора

Iа = 1/3 × Iн=1/3 × 320 = 106,7 А (2.1.1), [1, c.217]

U2= Uо*0,427=260*0,427=111,02В
(2.1.2), [1, c.217]

I2= 0,817× Iн = 0,817 × 320 = 261,44А (2.1.3), [1, c.217]

Мощность, передаваемая в нагрузку:

Рн = Uн × Iн = 260 ×320 = 83,2 кВт (2.1.4), [1, с.217]

Типовая мощность трансформатора:

Sт = 1,05Рн = 1,05× 83200 = 87,36 кВ × А (2.1.5), [1, c.217]

Iа- средний ток протекающий через вентиль;

U2- действующее значение напряжения вторичной обмотки
трансформатора;

I2 — действующее

2.2 Расчёт электрических параметров трансформатора

С учётом типовой мощности трансформатора и напряжения питающей
сети выбираю трансформатор ТМ-100/10 [ 2, табл .29-1, c.246]

Таблица 2. Технические данные трансформатора

Параметр

Мощность

100 кВА

Напряжение силовой обмотки

6 кВ

Напряжение вторичной обмотки

230 В

потери холостого хода

0,365 кВт

Потери короткого замыкания

2,27 кВт

Напряжение короткого замыкания

4,7 %

Ток холостого хода

2,6 %

Для
отключения преобразователя от сети необходим выключатель на ток

.

C
учетом возможных перегрузок в качестве QS1 из [ 5, c.589]
выбираем выключатель ВНП-16 на напряжение 6 кВ и ток 30 А.

2.2.1 Расчёт сопротивлений трансформатора

X2k, R2k-приведённые к вторичной стороне реактивное и активное сопротивление
одной фазы трансформатора и питающей сети переменного тока, т.е. X2k=Х2к,т + Х2к,с и R2k=R2k,т + R2k,с .
Так как мощность моего преобразователя Sт = 87,36 кВт < 500 кВт , то сопротивлением питающей сети можно пренебречь : X2k=Х2к,т , R2k=Rk, 2т . [3,c.105] .

Активное сопротивление трансформатора приведённые к вторичной
обмотке:

R2k,т = Ом (2.2.1.1) , [3,c.105]

Pk = 2,27 кВт — потери короткого замыкания (см . табл.2).

I2ф = 261,44 А — фазный ток вторичной обмотки трансформатора
(см. 2.1.3).

Полное сопротивление трансформатора , приведённое ко
вторичной обмотке:

Zk, 2т = = = 0,0248 Ом (2.2.1.2), [3,c.105]

Uk , % = 4,7 % — напряжение короткого замыкания.

U2л =230 В — фазный напряжение вторичной обмотки
трансформатора.

Sн = 100 кВ×А — номинальная мощность трансформатора.

Индуктивное сопротивление трансформатора, приведённое к
вторичной обмотке:

Х2к,т =  =  = 0,022 Ом (2.2.1.3), [3,c. 105]

Индуктивность трансформатора, приведённая ко вторичной
обмотке:

L2k,т=  = 0,07 мГн (2.2.1.4), [3,c.105].

2.3 Расчёт электрических параметров вентилей

2.3.1 Расчёт ударного тока и интеграла предельной нагрузки
внешнего, короткого замыкания

Амплитуда базового тока короткого замыкания:

Ik, m = = =7572,35 А (2.3.1.1), [3,c.105].

U2ф = 132,8 В — фазный напряжение вторичной обмотки
трансформатора .

R2k,т = 0,012 Ом —
активное сопротивление трансформатора приведённые к вторичной обмотке (см.
2.2.1.1).

Х2к,т = 0,022 Ом — индуктивное сопротивление трансформатора ,
приведённое ко вторичной обмотке (см . 2.2.1.3).

Ударный ток предельной нагрузки внешнего, короткого
замыкания:

Iуд = Ik, m × i уд =7572,35× 0,86 = 6512,2А (2.3.1.2), [3,c.105] .

i уд =0,86- ударный ток в относительных единицах, берётся с
кривой [3, с.105, рис.1- 127 а], при ctg jk = = 0,545

Интеграл предельной нагрузки при глухом внешнем, коротком
замыкании:

I?× t = I? k, m (I?× t) (2.3.1.3), [3,c.105],

где I?× t определяется в
зависимости от ctg jk по кривой [3 , с.105, рис.1- 127 б] I?× t = 0,004

I?× t = × 0,004 = 229,4 kА?× с

I k, m — амплитуда
базового тока короткого замыкания .

I?× t — интеграл предельной нагрузки в относительных единицах .

2.3.2 Расчёт ударного тока и интеграла предельной нагрузки
внутреннего, короткого замыкания

Ударный ток предельной нагрузки внутреннего, короткого
замыкания:

Iуд = Ik, m × i уд = 7572,35× 1,08 = 8178,12 А (2.3.2.1), [3,c.105]

i уд = 1,08 — ударный ток в относительных единицах , берётся с
кривой [3, с.105, рис.1- 129 а], при ctg jk =
0,545.

Интеграл предельной нагрузки при глухом внутреннем, коротком
замыкании

I?× t = I? k, m × (I?× t) = 7572,35²× 0,005 =286,7 к А?×с (2.3.2.2), [3,c.105] ,

где I?× t определяется в
зависимости от ctg jk по кривой[3, с.105, рис. 1- 129 б] I?× t = 0,005 — интеграл предельной нагрузки в относительных
единицах.

I k, m — амплитуда
базового тока короткого замыкания.

2.3.3 Выбор вентиля

Вентиль выбирается исходя из среднего тока протекающего через
него.

Iа = 106,7 А (см. 2.1.1)

Так же учту максимальный ударный тока и интеграла придельной
нагрузки при коротком замыкании.

Iуд =8178,12 A (2.3.2.1)

I?× t =286,7 кА?×с (2.3.2.2)

Исходя из этого, выбираем тиристор T2-320. [4 , c.116]

Основные параметры тиристора приведены в таблице 3.

Таблица 3 .

Пороговое напряжение

1,36 В

время обратного восстановления

8 мкс

Динамическое сопротивление в открытом состоянии

0,9 мОм

тепловое сопротивление переход — корпус

0,05°С/Вт

максимально допустимое постоян. обратное напряжение

( 100 — 1400 )В

Максимально допустимый средний ток в откр. cостоянии

320 А

Максимально допустимый действующий ток в откр. сост.

785 А

Ударный неповторяющийся ток в открытом состоянии

8500 А

Защитный показатель

361,25 кА?×с

Заряд обратного восстановления

300 мк Кл

2.3.4 Расчёт допустимого тока нагрузки на вентиль в
установившемся режиме

[ I в] = ; (2.3.4.1),

Uo = 1,36 В — пороговое напряжение (см. таб.3).

Rд = 0,9 мОм — динамическое сопротивление в открытом состоянии
(см. табл .3).

Кф = 1,77 — коэффициент формы тока.

Мощность электрических потерь:

[ D P ] =  ; (2.3.4.2), [6, c.29 ].

[ qн ] = 125°С —
номинальная температура кристалла.

qс = 15°С — температура окружающей среды (см. табл.1).

тепловое сопротивление вентиль — охладитель:

R = R пк +
R ос + R ко (2.3.4.3), [6, c.28]

R пк = 0,05 °С/Вт — тепловое сопротивление переход — корпус.

R ос — установившееся тепловое сопротивление охладитель —
среда.

R ко — установившееся тепловое сопротивление корпус —
охладитель.

Выберу охладитель ОA-034 [3 ,с.114, табл.1-26], с учётом мощности отводимого тепла Pн = 240 Вт. Где Rос = 0,3°С/Вт,

R = 0,05 + 0,3 = 0,35°С/Вт.

Тогда

[D P] =  =314,29 Вт;

[ I в] =  = 151,93 A;

максимально допустимый средний ток тиристора I а = 320А (см. таблицы 3).

следовательно, тиристор в установившемся режиме выдерживает
проходящий через него ток.

2.3.5 Температурный расчёт тиристоров в различных режимах
работы

а) Номинальный режим:

Мощность электрических потерь:

DPн = UO × Iа + К? ф × Rд × I?а = 1,2 × 16,5 + 1,73?× 0,008 × 16,5?= 22 Вт (2.3.5.1)

Uo = 1,36 В — пороговое напряжение (см . табл .3).

Iа = 106,7 А — средний ток протекающий через вентиль (см
.2.1.1).

Кф = 1,77 — коэффициент формы [2, c.79, табл.1-20]

Rд = 0,9 мОм — динамическое сопротивление в открытом состоянии
(см. табл.3).

Перегрев вентиля :

Dqн = DPн × R = 175,8×0,35 =61,53 °С (2.3.5.2).

R — тепловое сопротивление вентиль — охладитель (см.2.3.4.3).

Температура монокристаллической структуры вентиля:

qн = qс + Dqн = 15+ 61,53 =76,5 °С (2.3.5.3).

qс = 15°С — температура окружающей среды (см. табл.1).

Данный перегрев не превышает допустимый, в номинальном
режиме.

б) Проверка вентилей при кратковременной технологической
перегрузке:

Мощность электрических потерь:

DPн max = UO × (Kп × Iа) + К? ф × Rд × (Kп × I?а) = 1,36 × (1,3× 106,7) +3×0,0009 × (1,3 × 106,7?)= 228,6 Вт (2.3.5.4).

Kп = 1,3- кратность кратковременной технологической
перегрузки(см. табл.1).

Перегрев вентиля:

Dqн max = Dqн +(DPн max — DPн ) × Rtкп = 61,53 +(228,6-175,8) × 0,0125=62,19°С (2.3.5.4)

Dqн — перегрев вентиля при номинальном
режиме.

DPн — мощность электрических потерь при
номинальных перегрузках.

Rtкп = 0,0125 °С/Вт , при t =30 мс , по
графику. [3 , c.120]

температура монокристаллической структуры вентиля:

qн max = qс + Dqн max = 15
+ 62,19 = 77,19 °С (2.3.5.5).

qс = 15 °С — температура окружающей среды (см . табл.1).

Данный перегрев не превышает допустимый , в данном режиме.

в) Проверка вентилей при длительной технологической
перегрузке:

Мощность электрических потерь:

DPн max = UO × (Kп × Iа) + К? ф × Rд × (Kп × I?а) = 1,36 × (1,1× 106,7) +3 ×0,0009 × (1,1 × 106,7?)= 193,4 Вт .

Kп = 1,1- кратность длительной технологической перегрузки (см.
табл.1).

Перегрев вентиля:

Dqн max = Dqн +(DPн max — DPн ) × Rtкп = 61,53 + (193,4 –175,8 ) × 0,04 = 62,23°С

Dqн — перегрев вентиля при номинальной
перегрузке.

DPн — мощность электрических потерь при
длительной перегрузке.

Rtкп = 0,04 °С/Вт , при t = 4 с , по
графику. [3, c. 120]

температура монокристаллической структуры вентиля:

qн max = qс + Dqн max = 15
+ 62,23 = 77,23 °С.

qс = 15 °С — температура окружающей среды (см. табл.1).

Данный перегрев не превышает допустимый, в данном режиме.

2.3.6 Проверка вентилей по обратному напряжению

Выбор допустимого обратного напряжения выполняется
ориентировочно так:

Uобр. max = Uн ×1,05 = 260 × 1,05 = 273 В . [1, c. 217]

Уточнённое Uобр. max =
Кхх × U2m (2.3.6.1) , [1, c. 12].

U2m = Ö 2 × U2 = Ö 2 × 230 =
325,3 В — амплитуда напряжения вторичной обмотки трансформатора .

= 2,44 (2.3.6.2) , [1, c. 13].

А = 0,5 – коэффициент, характеризующий кратность падения
напряжения на стороне выпрямленного тока по отношению к Uk , % . [3, c.76].

Uk , % = 4,7 % — напряжение короткого замыкания (см .табл.2).

— падение напряжения на вентиле.

В (2.3.6.3) .

[ I а] = 106,7А —
допустимый ток нагрузки на вентиль (2.3.4.1).

Uo = 1,36 В — пороговое напряжение (см. табл.3).

Rд = 0,9 мОм — динамическое сопротивление в открытом состоянии
(см. табл.3).

b = 1- коэффициент зависящий от схемы соединения вентилей [3 ,
табл.3]

Uн =260 В — номинальное å UК=1 В — суммарное
падение напряжения во всех элементах выпрямителя.

DUС % = 15 % — колебание напряжения
питающей сети (см .табл.1).

Нахождение номинального угла регулирования:

UН = UНО × Cos (2.3.6.4), [ 3, c.83]

UНО = U2 × 2,34= 230 × 2,34= 538,2 В- напряжение холостого
хода [1, c.217]

U2 = 230 В — фазное напряжение вторичной обмотки
трансформатора.

 — номинальный угол регулирования.

Тогда:

Cos= ;  = arcCos(0,483) = 61,1 ° (2.3.6.5).

Тогда:

Uобр. max =
2,44× 325,3 = 794,36 В.

максимально допустимое постоянное обратное напряжение вентиля
1400 В, значит вентиль выдерживает прикладываемое к нему обратное напряжение.

2.4 Расчёт
электрических параметров уставок автоматов защиты от токов КЗ перегрузок и
элементов схем защиты от перенапряжений

2.4.1 Выбор защиты от внутренних, коротких замыканий

Рис.2 Схема замещения аварийного контура при внутреннем К.З.

Кривую мгновенного тока внутреннего К.З. строю по графику



 при
заданном угле [3,с.106,рис.1-130] для

Рис.3 Кривая мгновенного значения тока внутреннего К.З.

Для защиты тиристоров от внутренних К.З. применяют быстродействующие
плавкие предохранители, включаемые в плечо каждого тиристора.

Плавкие предохранители выбираются исходя из действующего
значения первой полуволны тока внутреннего К.З.

 (2.4.1.1), [3,с.108]

где Iуд=8178.12 (A) -ударный ток, рассчитанный по формуле (2.3.2.1)

A

Для защиты плавкими предохранителями тиристоров должно
выполняться защитное соотношение:

 ( 2.4.1.2) [7,с.321]

Здесь — верхнее допустимый перегрузочный параметр
тиристора Т2-320

n – число параллельно включенных в плечо тиристоров; n=1.

 (2.4.1.3)

Для защиты вентилей от внутренних К.З. применим
быстродействующие плавкие предохранители серии ПНБ 5.

При данном действующем токе  A и

По характеристике полных интегралов предохранителей серии
ПНБ5, выбираю плавкую вставку на номинальный ток Iном=160 A ,
что удовлетворяет условию:

 [7,с.14, рис. 1-10]

Проверка условия селективности защиты.

Селективность- отключение только поврежденных вентилей без
нарушения работы исправных вентилей и преобразователя в целом.

Т.е. за время срабатывания предохранителя поврежденной ветви
не должны плавиться предохранители не поврежденных ветвей:

 (2.4.1.4) [8.с.108]

где

К – коэффициент неравномерности загрузки тиристоров , [4,с.108] берем К=1,2

Плавкие предохранители условию селективности удовлетворяют.

2.4.2 Расчет К.З. со стороны постоянного тока

Рис 4.
Схема замещения аварийного контура при К.З. со стороны постоянного тока.

Кривую мгновенного тока К.З. со стороны постоянного тока
строю по графику при заданном угле [3,с.106,рис.1-130] для

Рис.5.мгновенное значение тока в тиристорах при внешнем К.З. со
стороны постоянного тока.

Для защиты от внешних К.З. на постоянном токе выбираю
автоматический выключатель А3730 на ток 400 А, с собственным временем
отключения 13 мс.

параметры автоматического выключателя А3730.

Таблица 4.

Параметр

Значение

Номинальное напряжение

Номинальный ток

Ток уставки

Время срабатывания

Интеграл полного отключения автоматического выключателя:

 ,

где — время нарастания тока до тока
уставки. (2.4.2.1)

время срабатывания выключателя,  [табл.4];

Из рис.5. A

Тогда по формуле (2.4.2.1):

Условие защиты вентилей:

Условие селективности:

следовательно, автоматический выключатель предъявляемым
требованиям удовлетворяет.

2.5 Расчет элементов схемы защиты от перенапряжений

2.5.1 Расчет элементов защиты коммутации в VS

Для защиты тиристоров преобразователя от коммутационных
перенапряжений, необходимо параллельно каждому тиристору включить R-C цепочку, параметры которой определим по формулам: [8,с.375]

Рис.6.
Включение R-С цепей для защиты VS от
перенапряжений.

 (2.5.1.1) [8,с.375]

=300Кл [3,с.174], где -заряд переключения тиристора Т2-320

-амплитуда рабочего напряжение на
вентиле

По
формуле (2.5.1.1)

По каталожным данным выбираю конденсатор типа К42-4, с
номинальным напряжением Uн=300 (В) и С=0.5мкФ [7,с.221]

Величину сопротивления определим из соотношения:

 (2.5.1.2) [8,с.375]

где L-
индуктивность обмотки трансформатора

где -угловая частота питающей сети

L=0.07 (мГн)

По формуле (2.5.1.2):

Мощность
рассеиваемая резистором определим по формуле:

 (2.5.1.3)

выбираем резистор типа ОМЛТ, номинальная мощность Pн=0.125(Вт), сопротивление которого Rн=12(Ом) [7,с.17]

2.5.2 Расчет элементов защиты от коммутации в нагрузке

Защиту от перенапряжений в нагрузке осуществим
включением в цепь выпрямленного тока параллельного тиристора.

Выбор и расчет тиристора производим по методике, приведенной
в [2,с.40]

Среднее

, (2.5.2.1)

где — угол регулирования;

Максимум тока  будет при равенстве нулю
производной

т.е.

Данное уравнение решим графически:

1-  
зависимость ;

2-  
зависимость ;

Из рисунка видно, что  максимален
при =1.3 рад.[74.4 эл.град]

В этом случае величина максимального тока тиристора
определима по формуле (2.5.2.1):

максимальное обратное напряжение на тиристоре с учетом
перегрузки:

, (2.5.2.2)

где — кратность кратковременной
перегрузки, [табл.1]

В качестве нулевого диода можно использовать 2Д203А [3,с.84],
,и .

Т. к. нагрузка якорь двигателя, нужно поставить параллельно
ему сглаживающий дроссель.

выбираем дроссель марки СРОСЗ-6300УХЛ 4 с номинальным током
6300А и индуктивностью L=0.252мГн.

2.5.3 Согласование перегрузочных характеристик выпрямителя
и элементов защиты

Построим время-токовые характеристики для тиристора Т2 – 320
и предохранителя ПНБ5.

Зависимость I(t) для плавкой вставки предохранителя
ПНБ5 на  приведена в справочной литературе
[9, с.13, рис.1-8], для тиристора Т2–320 по графику Iос уд (t) [3, c. 121]

здесь Iос
уд – ударный
неповторяющийся ток тиристора в открытом состоянии.

характеристика предохранителя ПНБ5 имеет вид: , автоматического выключателя А3740:

максимальное значение допустимого тока в установившемся
режиме:

Определим амплитуду тока тиристора:

 (2.5.3.1) [1, с. 19]

Амплитуда тока кратковременной перегрузки:

 (2.5.3.2)

Амплитуда тока длительной перегрузки:

, (2.5.3.3)

Рис.7 Согласование перегрузочных характеристик.

На рис.7 показаны:

1) Перегрузочная кривая тиристора.

2) характеристика плавких предохранителей

3) Характеристика автомата со стороны постоянного тока.

4) Рабочая характеристика преобразователя.

3. Расчет характеристик выпрямителя

3.1 Расчет внешних характеристик

Внешняя характеристика описывается выражением :

 (3.1.1) [3, с. 83]

где — напряжение холостого хода;

— уменьшение выпрямленного
напряжения за счет перекрытия при индуктивной нагрузке;

R-активное сопротивление цепи

 падение в вентилях; в
полупроводниковых преобразователях  мало и им можно
пренебречь, кроме того, в установках средней мощности ,
поэтому:

 (3.1.2)

В относительных единицах формула (3.1.2) будет иметь вид:

 (3.1.3)

где  — отношение тока нагрузки к току К.З.

Тогда формула (3.1.3) будет иметь вид:

,(3.1.4)

где

По формуле (3.1.4):

 (3.1.5)

Определим по формуле (3.1.5) и заносим в табл. 5. характеристика в выпрямительном режиме

Таблица 5

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Ud’

1

0.995

0.9906

0.986

0.981

0.977

30°

0.866

0.861

0.857

0.852

0.847

0.842

40°

0.766

0.761

0.757

0.752

0.747

0.742

50°

0.642

0.638

0.633

0.628

0.624

0.619

60

0.5

0.495

0.491

0.486

0.481

0.476

61,1

0.483

0.479

0.474

0.469

0.464

0.459

70°

0.342

0.337

0.332

0.328

0.323

0.318

80°

0.173

0.169

0.164

0.159

0.155

0.15

В инверторном режиме внешняя характеристика описывается
выражением:

 (3.1.6)

где — угол опережения,

В относительных единицах (3.1.6) будет иметь вид:

 (3.1.7)

В инверторе существует граница предельного тока, зависящая от
углов и :

 (3.1.8)

где ,

— угол восстановления запирающих
свойств вентиля

, (3.1.9)

где — частота питающей сети, ;

время выключения тиристора,  [3,с.176]

По формуле (3.1.9):

Для обеспечения устойчивой работы инвертора необходимо
ограничить угол  минимальным значением .

Примем  и определим  из соотношения

;(3.1.10)

По формуле (3.1.9):

Уравнение границы предельного тока подсчитаем по формуле
(3.1.8)

 (3.1.11)

Тогда формула (3.1.7) примет вид:

 (3.1.12)

Внешняя
характеристика в инверторном режиме строится по формуле (3.1.12) и заполняется
табл.6: граница предельного тока строится по формуле (3.1.11) и заполняется
табл. 7. соответственно.

внешняя характеристика в инверторном режиме

Таблица 6.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

90°

0

0.0047

0.0094

0.0141

0.019

0.0235

80°

0.173

0.178

0.183

0.188

0.192

0.197

70

0.342

0.346

0.351

0.356

0.361

0.366

60

0.5

0.505

0.509

0.514

0.519

0.524

50

0.642

0.647

0.652

0.657

0.662

0.666

40

0.766

0.771

0.775

0.78

0.785

0.789

30

0.866

0.871

0.875

0.88

0.885

0.889

20

0.939

0.944

0.949

0.954

0.958

0.963

Граница предельного тока

Таблица 7.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

-0.968

-0.963

-0.959

-0.954

-0.949

-0.944

По
данным из таблиц 5, 6, 7. строим внешнюю характеристику преобразователя в
выпрямленном и инверторном режиме.

Рис.
8. внешняя характеристика преобразователя.

3.2 Расчет регулировочной характеристики

Регулировочная характеристика, т.е. зависимость выпрямленного
напряжения от угла регулирования , определяется следующим
выражением:

(3.2.1)  [3,с.82]

В относительных единицах (3.2.1) примет вид:

(3.2.2),

т.е. регулировочная характеристика тиристорного комплекта
имеет вид косинусоиды.

Таблица 8

0

30

60

90

120

150

180

1

0,866

0,5

0

-0,5

-0,866

-1

Рис.9. Регулировочная характеристика.


4. Расчет энергетических показателей установки

4.1 Расчет коэффициента полезного действия

КПД выпрямителя характеризуется отношением активной мощности,
отдаваемой в нагрузку к полной активной мощности, потребляемой выпрямительной
установкой от питающей сети.

КПД выпрямителя определяется выражением

,(4..1.1)

где — суммарная мощность потерь
выпрямителя

, (4.1.2) , где

-потери мощности в сглаживающем
дросселе и реакторах

1500 Вт

потери в вентилях

Потери в вентилях  складываются из потерь
при их отключении и потерь при протекании прямого тока. При работе на частоте
50 Гц потери при переключении можно не учитывать, поэтому можно записать:

,(4.1.3)

где — количество вентилей в схеме
выпрямителя, ;

— падение напряжения на вентилях, , примем ;

— средний ток вентиля =106,7А

По формуле (4.1.3):

— потери в силовом трансформаторе

,(4.1.4)

где — потери в стали:  [табл.1]

— потери в меди: [табл.1]

По формуле (4.1.4):

потери во вспомогательных устройствах

Величина  от ,тогда примем

По формуле (4.1.2):

По формуле (4.1.1):

4.2 Расчет коэффициента мощности

Коэффициент мощности выпрямителя находится по формуле:

,(4.2.1)

где — коэффициент искажения формы
кривой потребляемого тока, ;

— угол сдвига первой гармоники тока
относительно напряжения питания,

 (4.2.2)

Угол
коммутации может быть определен:

,

где m=6

Тогда:


Заключение

В результате технического задания был разработан
полупроводниковый преобразователь, работающий в выпрямительном и инверторном
режиме.

К.П.Д. преобразователя составляет,
коэффициент мощности .

установка
выполнена по трехфазной мостовой схеме выпрямления. Обмотки трансформатора
соединены звездой. Также в схеме предусмотрена защита от коммутационных
перенапряжений в вентиле, от токов внутреннего К.З. и от КЗ на постоянном токе,
от перенапряжений в нагрузке.

Преобразователь
удовлетворяет заданным техническим требованиям.

Список используемой литературы

1.
Промышленная электроника.
Котлярский С.П., Миклашевский Л. Г. М. –1984.

2.
Справочник по
электроснабжению и электрооборудованию /Под редакцией Федорова А.А. М.:
Энергоатомиздат, 1987.

3.
Справочник по
проектированию автоматизированного электропривода и систем управления
технологическими процессами /Под редакцией Круповича В.И., Барыбина Ю.Г.,
Самовера М.Л. М.: Энергоиздат, 1982.

4.
Замятин В.Я.
мощные полупроводниковые приборы. Тиристоры: Справочник. М.: Радио и связь,
1987г.

5.
Электротехнический
справочник под редакцией П.Г. Грудинского и др. М.-1971г.

6.
Неуправляемые
кремниевые вентили ВК-2, ВК-2 ВИ ВКДЛ. Отделение ВНИИЭМ по научно – технической
информации, стандартизации и нормализации в электротехнике. М.: Информстандартэнерго.
1967г

7.
Резисторы.
Конденсаторы. Трансформаторы. Дроссели. Коммутацинные устройства. РЭА.Справочник/
под редакцией Н.Н.Акимов/ 1994г.

8.
Чебовский О.Г.,
Моисеев Л.Г., Сахаров Ю.В. Справочник: Силовые полупроводниковые приборы. М.:
Энергия, 1975.

9.
Полупроводниковые
выпрямители/Под редакцией Ковалева Ф.И., Мостковой Г.П., М.: Энергия, 1978.

Учебная работа. Проектирование силовых блоков полупроводникового преобразователя