Министерство образования Российской Федерации

Южно-Уральский государственный университет

Кафедра ЭПА

РАСЧЕТНО-ПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА

к курсовому проекту на тему:

«ПРОЕКТИРОВАНИЕ ДВУХКОМПЛЕКТНОГО РЕВЕРСИВНОГО ТИРИСТОРНОГО ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ»

Выполнил: Юрченко К.Н..

Группа: зф-324-с

Вариант: 12

Проверил: Гельман М. В.

Челябинск

2006

ВВЕДЕНИЕ

Вентильные преобразователи широко применяются для преобразования энергии, вырабатываемой и передаваемой в виде переменного напряжения промышленной частоты 50 Гц в электрическую энергию другого вида в постоянный ток или переменный ток с нестандартной или изменяемой частотой. Почти половина энергии в нашей стране потребляется в преобразованном виде, прежде всего в виде постоянного тока. Электропривод постоянного тока, в том числе тяговый электропривод, мощные электротермические и электротехнологические установки – это наиболее энергоемкие потребители постоянного тока. Для их питания ток промышленной частоты преобразуется в постоянный ток с помощью выпрямителей.

Таким образом, значительное число потребителей электроэнергии большой мощности подключается к промышленной сети с помощью вентильных преобразователей. Вентильные преобразователи являются в настоящие время самыми распространенными потребителями электрической энергии.

Однако применение вентильных преобразователей вызывает ряд проблем связанных с тем, что они являются нелинейной нагрузки сети, и их работа сильно влияет на режим сети и качество электрической энергии.

Цель курсовой работы – закрепление и систематизация знаний в области важного раздела промышленной электроники – преобразовательной техники, путём самостоятельного решения комплексной задачи проектирования двухкомплектного реверсивного тиристорного преобразователя, для электропривода постоянного тока. Спроектированный реверсивный преобразователь должен удовлетворять всем условиям задания.

СОДЕРЖАНИЕ

1. Задание

2. Выбор силового трансформатора

2.1 Расчёт параметров и выбор силового трансформатора

2.2 Проверка выбранного трансформатора

3. Выбор тиристоров

3.1 Предварительный выбор тиристоров

3.2 Выбор предохранителей и проверка тиристоров на токи короткого замыкания

4. Расчёт параметров и выбор сглаживающего реактора

5. Расчёт и построение внешних, регулировочных и энергетических характеристик преобразователя

6. Анализ полученных характеристик

7. Построение временных диаграмм

Заключение

Литература

1. ЗАДАНИЕ

Спроектировать двухкомплектный реверсивный тиристорный преобразователь, работающий на якорь двигателя постоянного тока, предназначенного для привода тележки. Тележка совершает движение вперед-назад между двумя станциями. При движении вперёд тележка загружена, при движении назад она идёт порожняком. При движении вперед комплект вентилей «Вперёд» преобразователя работает в выпрямительном режиме, обеспечивая разгон тележки, а затем и равномерное движение. Торможение осуществляется при работе комплекта «Назад» в инверторном режиме. При обратном движении тележки процессы происходят аналогично для соответствующих комплектов.

Рисунок 1. График нагрузки для двухкомплектного преобразователя

где I_ПВ, I_ПИ – токи перегрузки в выпрямительном и инверторном режимах;

I_УВ, I_УИ – установившиеся токи в выпрямительном и инверторном режимах;

t_ПВ, t_ПИ – длительности перегрузок в выпрямительном и инверторном ре жимах;

t_УВ, t_УИ – длительности установившихся нагрузок выпрямительном и инверторном режимах;

t_Ц – время цикла;

₀ – время паузы в нагрузке; индексы 1 относятся к комплекту «Вперед», а 2 – к комплекту «Назад» двухкомплектного преобразователя.

Таблица 1. Исходные данные

Тип двигателя	Д 806
Номинальная мощность двигателя PН, кВт	32
Номинальное напряжение двигателя UН, В	220
Время цикла tЦ, с	40
Время перегрузки tП, с	1,5
Время установившейся нагрузки tУ, с	10
Время паузы между выпрямительным и инверторным режимом t0, с	7
Номинальный ток двигателя IН, А	165
Отношение тока перегрузки к номинальному току двигателя IП/IН	2,1
Отношение установившегося тока к номинальному току двигателя IУ/IН	0,9
Активное сопротивление якоря rЯ, Ом	0,0532
Индуктивность якоря двигателя LЯ, мГн	3,9
Частота вращения n, об/мин	980

Для упрощения расчётов принято:

I_ПВ1=I_ПИ2=I_П; I_УВ1=I_У; I_ПВ2=I_ПИ1=0,6^.I_П; I_УВ2=0,6^.I_У

t_ПВ1=t_ПВ2=t_ПИ1=t_ПИ2=t_П; t_УВ1=t_УВ2=t_У.

Опорное напряжение в системе управления линейное (пилообразное).

Проектирование преобразователя выполнить при следующих технических условиях:

а) Номинальное линейное напряжение сети U_СН = 380 В;

б) Колебания напряжения сети ± 10%;

в) номинальное напряжение на двигателе должно быть обеспечено при установившемся токе нагрузки I_У и допустимых колебаниях напряжения сети;

г) схема выпрямления – трёхфазная мостовая;

д) коэффициент пульсаций тока q при токе установившейся нагрузки I_У не более 2% ;

е) температура окружающей среды T_а = +40° C; охлаждение воздушное (естественное и принудительное);

ж) амплитуда опорного напряжения в системе импульсно-фазового управления 10 В.

2. ВЫБОР СИЛОВОГО ТРАНСФОРМАТОРА

2.1 Расчёт параметров и выбор силового трансформатора

Выбор трансформатора производится по расчётным значениям первичного и вторичного токов (I₁,I₂), фазных напряжений (U₁,U₂) и типовой мощности S_т. Расчётное значение фазного напряжения вторичной обмотки трансформатора:

, (1)

где K_R – коэффициент, учитывающий падение напряжения за счет коммутации и активных сопротивлений трансформатора, вентилей, сглаживающего реактора; предварительно K_R = 1,05;

K_U – коэффициент схемы (для трехфазной мостовой схемы K_U = 2,34);

K_Cmin – коэффициент, учитывающий допустимое понижение напряжения сети до U_Cmin,

; (2)

;

.

В каталогах на трансформаторы обычно указывается линейное вторичное напряжение:

, (3)

.

Расчетное значение тока вторичной обмотки при токе нагрузки I_d:

, (4)

где K_I – коэффициент схемы, характеризующий отношение токов I₂/I_d в идеальном выпрямителе при X_d = ∞ (для трёхфазной мостовой ).

При расчёте токов можно предварительно принять, что номинальный ток выпрямителя I_d равен установившемуся току I_У, а он в свою очередь равен номинальному току I_Н ,что следует из исходных данных (Табл. 1). Поэтому I_У = 165 А.

Тогда по формуле (4):

;

Расчётный коэффициент трансформации:

, (5)

;

Расчётное значение тока первичной обмотки:

, (6)

;

Расчётное значение типовой мощности трансформатора:

, (7)

;

По расчётным данным с помощью [1] выбираем трансформатор, имеющий параметры, удовлетворяющие условиям:

U_1ЛН = U_СН ; S_ТН > S_Т ; U_2ЛН > U_2Л ; I_2Н > I₂ ;

Параметры выбранного трансформатора приведены в табл. 2.

Таблица 2. Параметры трансформатора

Тип трансформатора		ТСП-63/0,7
Номинальная мощность SТН , кВт		58
Номинальное напряжение	силовой обмотки U1ЛН , В	380
	вентильной обмотки U2ЛН , В	205
Номинальный ток вентильной обмотки I2Н , А		164
Напряжение короткого замыкания UК , %		5,5
Ток холостого хода IХХ , %		5

Потери	холостого хода PХХ , Вт	300
	короткого замыкания PКЗ , Вт	1900

2.2 Проверка выбранного трансформатора

При проверке трансформатора необходимо проверить, обеспечивает ли он нужное напряжение на выходе выпрямителя, выдерживает ли заданные перегрузки и удовлетворяет ли условиям допустимости нагрева.

Активное, полное и индуктивное сопротивление рассеяния фазы трансформатора, приведенные ко вторичной стороне:

, (9)

,

; (10)

Учитывая, что получим:

,

, (11)

.

Выпрямленное напряжение на зажимах двигателя при угле управления α = 0 с учетом максимального понижения напряжения сети, падения напряжения на трансформаторе, вентилях и сглаживающем реакторе (для трёхфазной мостовой схемы):

(12)

где U_{Т (ТО)} , r_Т – пороговое напряжение и дифференциальное сопротивление тиристора в открытом состоянии;

r_L – активное сопротивление сглаживающего реактора.

При расчёте вместо I_d следует подставить значение I_У. Поскольку при первичном расчёте трансформатора ещё не выбраны тиристоры и сглаживающий реактор, целесообразно воспользоваться упрощенной формулой:

,(13)

Где U_ТМ – импульсное напряжение в открытом состоянии тиристора (можно предварительно принять U_ТМ = 2 В).

Формула (13) не учитывает падения напряжения на активном сопротивлении сглаживающего реактора, поэтому рассчитанное напряжение должно быть выше U_Н на 3…15 В.

.

U > U_Н на 12,7 В, следовательно выбранный трансформатор обеспечивает необходимое напряжение на двигателе.

Ток, потребляемый двигателем при максимальной перегрузке:

,

.

Вторичный ток трансформатора при заданной перегрузке в течение 2 с:

, (14)

.

Допустимый вторичный ток трансформатора в течение 10 с при перегрузке 150%:

, (15)

.

Трансформатор выдержит, так как ток перегрузки (I_2П) и время его действия (2 с) ниже допустимых значений (283А < 410 А; 2 с < 10 с).

Среднеквадратичное значение вторичного тока трансформатора I_2СКВ определяется за цикл по значениям вторичных токов во время установившихся нагрузок и перегрузок, соответствующих графикам нагрузки (рис. 1). Для двухкомплектного преобразователя:

,(16)

.

Среднеквадратичный ток I_2СКВ меньше номинального I_2Н (124 А < 164 А). Таким образом, трансформатор удовлетворяет всем требованиям. Переход на трансформатор меньшей мощности невозможен, так как ток перегрузки близок к предельному значению.

3. ВЫБОР ТИРИСТОРОВ

3.1 Предварительный выбор тиристоров

Максимальная величина обратного напряжения, прикладываемого к тиристору, U_amax определяется при максимальном напряжении сети U_cmax. Для трёхфазной мостовой схемы:

, (17)

где .

;

.

Импульсное рабочее напряжения тиристора в закрытом состоянии U_DWM и импульсное рабочее напряжение U_RWM должны быть больше U_{a max} ,

U_DWM = U_RWM > 335,6 В (условие 1).

Значения U_DWM и U_RWM связаны с повторяющимся импульсным напряжением в закрытом состоянии U_DRM и повторяющимся импульсным обратным напряжением U_RRM соотношениями:

U_DWM = 0,8^. U_DRM ; U_RWM = 0,8^. U_RRM;(18)

Из условия 1:

.

При сгорании предохранителей, защищающих тиристоры, на них возникают перенапряжения, которые прикладываются к тиристорам. Максимальное напряжение на тиристоре U_{a пер} при этом достигает (1,5…2) U_{a max} .

Неповторяющееся импульсное напряжение в закрытом состоянии U_DSM и неповторяющееся импульсное обратное напряжение U_RSM должны с коэффициентом запаса K_S = (1,2…1,4) превышать напряжение U_{a пер} (условие 2),

U_DSM = U_RSM = (1,5…2)^.K_S^. U_{a max},(19)

U_DSM = U_RSM = 469,8 В.

Значения неповторяющихся импульсных напряжений U_DSM и U_RSM связаны со значениями повторяющихся импульсных напряжений U_DRM = U_RRM коэффициентами, определяемыми заводами-изготовителями:

U_DSM = K_НЕП ^. U_DRM ; U_RSM = K_НЕП ^. U_RRM; (20)

В данной работе примем K_НЕП = 1,12. Тогда по формуле (20) повторяющееся импульсное напряжение

Округлив это значение в большую сторону, с учетом условий 1 и 2 примем

Средний ток вентиля при перегрузке:

(21)

.

Максимально допустимый средний ток I_TAV при заданных условиях работы связан с предельным током I_TAVm рядом коэффициентов, учитывающих эти условия:

I_TAV = K_λ^.K_f^.K_T^.K_v^.I_TAVm , (22)

Где K_λ – коэффициент, учитывающий отличие угла проводимости от 180 град. эл. и отличие формы тока от синусоидальной; при прямоугольной и трапецеидальной форме тока с углом проводимости, близким 120 град. эл., можно принять K_λ = 0,8;

K_f – коэффициент, учитывающий влияние частоты; при частоте 50 Гц K_f = 1;

K_T – коэффициент, учитывающий температуру окружающей среды T_a; при T_a < 40°C можно принять K_T = 1;

K_v – коэффициент, учитывающий скорость охлаждающего воздуха; при номинальной скорости K_v = 1, при естественном охлаждении без обдува K_v снижаетсядо 0,25…0,4.

Значения неповторяющихся импульсных напряжений U_DSM и U_RSM связаны со значениями повторяющихся импульсных напряжений U_DRM = U_RRM коэффициентами, определяемыми заводами-изготовителями:

U_DSM = K_НЕП ^. U_DRM ; U_RSM = K_НЕП ^. U_RRM; (20)

В данной работе примем K_НЕП = 1,12. Тогда по формуле (20) повторяющееся импульсное напряжение

Округлив это значение в большую сторону, с учетом условий 1 и 2 примем

Средний ток вентиля при перегрузке:

(21)

Максимально допустимый средний ток I_TAV при заданных условиях работы связан с предельным током I_TAVm рядом коэффициентов, учитывающих эти условия:

I_TAV = K_λ^.K_f^.K_T^.K_v^.I_TAVm , (22)

Где K_λ – коэффициент, учитывающий отличие угла проводимости от 180 град. эл. и отличие формы тока от синусоидальной; при прямоугольной и трапецеидальной форме тока с углом проводимости, близким 120 град. эл., можно принять K_λ = 0,8;

K_f – коэффициент, учитывающий влияние частоты; при частоте 50 Гц K_f = 1;

K_T – коэффициент, учитывающий температуру окружающей среды T_a; при T_a < 40°C можно принять K_T = 1;

K_v – коэффициент, учитывающий скорость охлаждающего воздуха; при номинальной скорости K_v = 1, при естественном охлаждении без обдува K_v снижаетсядо 0,25…0,4.

Зная требуемый ток тиристора в режиме перегрузки, можно найти предельный ток I_TAVm и предварительно выбрать тип тиристора.

, (23)

.

По [1] выбираем тиристор типа Т133-400 (охладитель О143-150 ). Параметры тиристора приведены в таблице 3.

Таблица 3. Параметры тиристора типа Т161-160

Наименование параметра	Значение
Предельный ток ITAV (температура корпуса Тс = 85°C, угол проводимости λ =180 град., f =50 Гц), А	160
Ударный неповторяющийся ток в открытом состоянии ITSM при максимально допустимой температуре перехода TJm , кА	4
Максимально допустимая температура перехода TJm , °C	125
Пороговое напряжение UТ(ТО) , В	1,15
Дифференциальное сопротивление в открытом состоянии rt, мОм	1,40
, , В	300-1600

3.2 Выбор предохранителей и проверка тиристоров на токи короткого замыкания

При расчёте аварийных токов обычно используют относительные единицы, принимая за базу амплитуду установившегося тока трёхфазного короткого замыкания I_m:

, (30)

где K_{с max} учитывает возможное повышение напряжения сети.

Рисунок 4. Амплитуда ударного тока и интеграл предельной нагрузки в относительных единицах при внутреннем КЗ тиристорного преобразователя по трёхфазной мостовой схеме

По зависимости относительного значения амплитуды ударного тока I_*уд при внутреннем коротком замыкании от параметров трансформатора (рис.4) определим I_*уд=0,9 (при ).

Тогда амплитуда тока короткого замыкания:

, (31)

.

Тепловое воздействие на вентили преобразователя характеризуется интегралом предельной нагрузки .

По зависимости относительного значения интеграла предельной нагрузки от параметров трансформатора (рис. 4) определим W_* = 0,41^.10^-4 (при ).

Интеграл предельной нагрузки:

, (32)

.

Ударный неповторяющийся ток тиристора в открытом состоянии (в соответствии с табл. 3) I_TSM = 4 кА.

По значению ударного тока I_TSM может быть определён защитный показатель –значение интеграла от квадрата ударного прямого тока синусоидальной формы за время полупериода напряжения сети:

, (33)

Из сравнения видно, что тиристор не выдерживает ударный ток: I_TSM < I_уд; W_T > W. Необходима установка предохранителей.

Проведём предварительный выбор предохранителя. Номинальное линейное напряжение на вторичной стороне трансформатора U_2Л = 205 В. Действующее значение тока через тиристор:

(34)

Выбранный предохранитель типа ПП57-3137 на номинальное напряжение 220 В, номинальный ток 100 А с плавкой вставкой на 100 А [1] обеспечивает защиту тиристоров от тока короткого замыкания. Тем не менее, применим параллельное соединение двух тиристоров. При этом действующее значение тока, протекающего через тиристор при токе I_у:

(35)

Где К_в – число параллельно соединенных вентилей;

При перегрузке действующее значение тока через тиристор при параллельном соединении:

(36)

По времятоковым характеристикам видно, что плавкая вставка выдержит эту перегрузку в течение более 10 мин, что значительно больше заданного времени (t_П = 2 с). Таким образом, выбранная плавкая вставка обеспечивает работу преобразователя при заданных нагрузках.

Проверим условие защиты тиристора на токи короткого замыкания. Действующее значение первой полуволны тока короткого замыкания при внутреннем коротком замыкании:

, (37)

Тогда по характеристикам для интеграла отключения и тока, ограниченного предохранителем [1] найдем при I₀ = I_уд.д: W_пр = 0,9^.10⁴ А^2.с; I_пр = 4 кА.

Учитывая, количество параллельно включенных вентилей n_в и коэффициента неравномерности распределения токов по вентилям К_В, получим:

Максимальная амплитуда аварийного тока через «здоровый» тиристор, которая ограничивается предохранителем, не должна превышать допустимый ударный ток:

I_TSM > I′_пр . (38)

Максимально возможный ограниченный предохранителем интеграл тока через любой неповрежденный тиристор должен быть меньше его защитного показателя:

W_t > W′_пр . (39)

Оба условия выполняются с большим запасом (4000 А > 2200 А; 87000 А^2.с > 2700 А^2.с), следовательно, при выходе из строя одного из тиристоров предохранитель обеспечивает защиту остальных. Применение параллельного соединения двух тиристоров обосновано, так как иначе условия (38) и (39) не были бы выполнены.

Теперь можно считать, что тиристоры и предохранители выбраны окончательно.

4. РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ И ВЫБОР СГЛАЖИВАЮЩЕГО РЕАКТОРА

При расчёте индуктивности сглаживающего реактора исходят из допустимого уровня пульсаций выпрямленного тока при установившейся нагрузке и номинальном напряжении на двигателе.

Первая гармоника пульсаций имеет максимальную величину и хуже всего фильтруется, поэтому остальные гармоники не рассматриваются. Амплитуда первой гармоники пульсаций при заданном номинальном напряжении на двигателе U_Н определяется углом управления α, который можно определить, преобразовав уравнение внешней характеристики. Вместо r_т подставим половинное значение, так как два тиристора объединены параллельно.

,(40)

Где U_{do max} – выпрямленное напряжение при максимальном напряжении сети;

U_{do max} = 2,34 ^. К_{с max}^. U_2H, (41)

U_{do max} = 2,34 ^. 1,1 ^. 118,4 = 305 В.

,

следовательно α = 40 град. эл.

Амплитудное значение первой гармоники выпрямленного напряжения:

,(42)

где m – пульсность; для трёхфазной мостовой схемы m = 6.

Необходимая индуктивность цепи выпрямленного тока L_d может быть определена по напряжению U_dm(1) и заданному коэффициенту пульсаций q:

(43)

Так как L_d > L_я , то необходима установка реактора с индуктивностью:

L > L_d – L_я . (44)

Расчетная индуктивность сглаживающего реактора:

L = 12,2^.10^-3 – 3,9^.10^-3 = 8,3^.10^-3 Гн.

Номинальный ток реактора I_LH должен быть больше тока I_У.

Выбираем реактор СРОС-200/0,5 на номинальный ток I_LH = 800А с индуктивностью L_L = 15 мГн и активным сопротивлением обмотки r_L = 20 мОм [1].

Допустимый ток реактора в течении 10 с при перегрузке 150%:

I_{п доп} = 2,5 ^. L_LH , (45)

I_{п доп} = 2,5 ^. 200 = 500 А.

Реактор выдержит перегрузку, так как ток перегрузки двигателя I_П меньше по величине и по длительности (346,5 А < 500 А, 2 с < 10 c).

Общая индуктивность в цепи выпрямленного тока:

L_d = L_я + L_L , (46)

L_d = 3,9^.10^-3 + 15^.10^-3 = 18,9 мГн.

Индуктивное сопротивление:

x_d = ω ^. L_d , (47)

x_d = 314 ^. 18,9^.10^-3 = 5,9 Ом.

Напряжение на двигателе при минимальном напряжении сети и токе I_У:

,(48)

Напряжение U > U_H (232,6 В > 220 В), следовательно, выпрямитель обеспечивает заданный режим.

5. РАСЧЁТ И ПОСТРОЕНИЕ ВНЕШНИХ, РЕГУЛИРОВОЧНЫХ И ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ

На основе математического описания [1] разработана программа расчёта внешних, регулировочных, энергетических и ограничительных характеристик преобразователя, с помощью которой построены характеристики на ЭЦВМ. Также строятся внешняя и ограничительная характеристики, рассчитанные приближенным методом при пренебрежении активными сопротивлениями. Для напряжения U_З, равного 220 В, расчетом с помощью ЭЦВМ определен угол α = 40 град. эл. Для этого угла произведен расчёт.

Напряжение на холостом ходу в прерывистом режиме:

(49)

Где ;

n_г – число групп вентилей; для трёхфазной мостовой схемы n_г = 2.

Напряжение на холостом ходу в идеальном выпрямителе в непрерывном режиме:

(50)

Тогда граничный ток определяется формулой:

(51)

Где X_Σ = n_г^.X_a + X_d – суммарное индуктивное сопротивление в цепи преобразователя.

Уравнение внешней характеристики в непрерывном режиме:

(52)

Тогда при I_d = I_{d гр} = 2,66 А,

при I_d = I_У = 68 А,

По двум точкам строим внешние характеристики в прерывистом и непрерывном режиме.

Уравнение ограничительной характеристики:

(53)

Где δ_min – минимально допустимый угол выключения; принимаем δ_min = 15^°.

Тогда при I_d = 0,

при I_d = I_У = 68 А,

Характеристики построенные приближенным методом практически совпадают с характеристиками, полученными с помощью ЭЦВМ. Можно сделать вывод, что приближенный метод пригоден для расчёта и активное сопротивление мало влияет на вид внешних характеристик.

6. АНАЛИЗ ПОЛУЧЕННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК

Внешние характеристики построены для разных углов в режимах прерывистого и непрерывного тока (рис. 5, 6). Для наглядности характеристики в прерывистом и непрерывном режиме построены в разных масштабах. На графиках видно, что чем больше угол управления, тем ниже идёт характеристика.

Ограничительная характеристика (рис. 5, 6) также, как и внешние, построена для одного комплекта двухкомплектного преобразователя (комплекта «Вперёд»). Она представляет собой прямую и ограничивает область устойчивой работы преобразователя. Энергетические характеристики для КПД, коэффициента мощности χ, коэффициента несинусоидальности тока υ, cos(φ) в функции тока построены на общем графике для угла α (рис. 10), соответствующего номинальному напряжению на двигателе при токе I_У. Энергетические характеристики для этих же показателей в функции напряжения строятся при постоянном токе I_У.Из графика зависимости η = f(I) при разных углах управления (рис. 9) видно, что при угле управления α = 87,4 град. эл. и токе I=I_у=68 А КПД спадает до нуля, так как при этих условиях напряжение на двигателе равно нулю, то есть полезная мощность равна нулю. При токе I > I_у КПД остается равной нулю, так как потребляемая мощность положительная, а напряжение на двигателе отрицательное. При углах управления α = 33 град. эл. и α = 137,9 град. эл., обеспечивающих напряжение ±220 В, графики КПД в инверторном и выпрямительном режимах совпадают. Аналогично, практически совпадают графики КПД при углах управления α = 63,7 град. эл. и α = 110,3 град. эл., но проходят ниже предыдущих. Кроме того, графики КПД в некоторой точке достигает максимального значения, а затем несколько спадают.Из графиков зависимостей υ = f(I), χ = f(I), cos φ = f(I) видно, что с увеличением тока значения функций χ = f(I) и cos φ = f(I) уменьшаются, а υ = f(I) увеличиваются. При I = const и увеличения модуля напряжения cos φ и χ возрастают, а υ не изменяется.

Из графика зависимости η = f(U) при I = const (рис. 11) видно, что при переходе из инверторного режима в выпрямительный, КПД равен нулю.

Регулировочные характеристики преобразователя вместе с системой управления U = f(U_упр) построены для различных напряжений смещения U_см (рис. 12–16). При U_см=0 угол согласования a₀ = 90 град. эл., поэтому в режиме непрерывного тока характеристики комплектов практически совпадают, что обеспечивает высокое качество регулирования. Однако, в режиме прерывистого тока характеристики неоднозначны. При увеличении U_см растёт α₀ и характеристики комплектов расходятся, затягивается время переключения и качество регулирования уменьшается. Поэтому угол начального согласования нужно выбирать из компромиссных соображений. В системах с повышенными требованиями к качеству регулирования устанавливают a₀ = 95…100°,а в массовом электроприводе a₀ = 105…115°. Поэтому выбираем a₀ = 110°.

7. ПОСТРОЕНИЕ ВРЕМЕННЫХ ДИАГРАММ

Построение временных диаграмм производится при номинальном напряжении сети для угла α = 63,7 град. эл, обеспечивающего при токе I_У напряжение на нагрузке, равное 110 В. Этот угол определён при расчете внешних характеристик.

Угол коммутации:

,(54)

На диаграммах фазных ЭДС за нуль принят потенциал нуля трансформатора. На диаграммы наносятся ординаты, соответствующие углам α и β для анодной и катодной групп вентилей. На участке коммутации вторичное напряжение идёт по кривой, делящей ординаты между фазными ЭДС, участвующими в коммутации, пополам.

При построении диаграммы выпрямленного напряжения за нуль принят потенциал общего анода.

При построении токов принимается, что L_d = ∞ и межкоммутационные участки горизонтальны.

При построении напряжения на вентиле потенциал общего катода принимается равным нулю.

Рисунок 5. Внешние и ограничительная характеристики, построенные с помощью ЭВМ и полученные приближенным расчетом

Рисунок 6. Внешние и ограничительная характеристики, построенные с помощью ЭВМ в большем масштабе по току и приближенная внешняя характеристика в области прерывистого тока

Рисунок 7. Регулировочные характеристики преобразователя U = f(α), полученные с помощью ЭВМ

Рисунок 8. Регулировочные характеристики преобразователя U = f(U_упр), полученные с помощью ЭВМ (при U_см = 0)

Рисунок 9. Энергетические характеристики преобразователя η = f(I_d) для разных заданных напряжений, полученные с помощью ЭВМ

Рисунок 10. Энергетические характеристики при изменении тока нагрузки, полученные с помощью ЭВМ

Рисунок 11. Энергетические характеристики при регулировании напряжения на якоре двигателя, полученные с помощью ЭВМ

Рисунок 12. Регулировочные характеристики двухкомплектного реверсивного преобразователя U = f(U_упр) при U_см=0 В

Рисунок 13. Регулировочные характеристики двухкомплектного реверсивного преобразователя U = f(U_упр) при U_см=0,5 В

Рисунок 14. Регулировочные характеристики двухкомплектного реверсивного преобразователя U = f(U_упр) при U_см=1 В

Рисунок 15. Регулировочные характеристики двухкомплектного реверсивного преобразователя U = f(U_упр) при U_см= -0,5 В

Рисунок 16. Регулировочные характеристики двухкомплектного реверсивного преобразователя U = f(U_упр) при U_см= -1 В

ЛИТЕРАТУРА

1. Гельман М. В. Проектирование тиристорных преобразователей для электроприводов постоянного тока. Учебное пособие. –Челябинск: ЧГТУ, 1996.–91 с.

2. Гельман М. В. Альбом схем по преобразовательной технике. –Челябинск: ЧПИ, 1992.–60 с.

3. Чебовский О. Г. Моисеев Л. Г. Недошивин Р. П. Силовые полупроводниковые приборы: Справочник. –М.: Энергоатомиздат, 1985, -401 с.

4. Предохранители плавкие серии ПП57: Каталог 07.04.07 – 84. Электротехника СССР. –М.: Информэлектро,1985. -12 с.