Download - Proiectarea Convertorului Static de Putere
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Cuprins:
Datele tehnice iniţiale..........................................................................1
Introducere...................................................................................................3
1. ALEGEREA SCHEMEI DE FORŢĂ A REDRESORULUI ŞI CALCULULUI
PUTERII........................................................................................................4
2. ALEGEREA ŞI CALCULUL TRANSFORMATORULUI DE PUTERE .............5
3. ALEGEREA ŞI CALCULUL TIRISTOARELOR REDRESORULUI
COMANDAT ................................................................................................7
4. CALCULUL ŞI ALEGEREA REACTORULUI DE FILTRARE A
CURENTULUI REDRESAT...........................................................................14
5. CARACTERISTICI PRINCIPALE ALE CONVERTORULUI DE CURENT
CONTINUU .................................................................................................15
6. CALCULUL FACTORULUI DE PUTERE ŞI AL RANDAMENTULUI
CONVERTORULUI...................................................................................................21
7. ALEGEREA ŞI DESCRIEREA SCHEMEI DE COMANDĂ A CONVERTORULUI......................................................................................25
Concluzie...................................................................................................29
Bibliografie................................................................................................30
Specificaţie................................................................................................31
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Introducere
Convertoarele statice sunt echipamente de putere care permit conversia unei energii de curent alternativ într-o energie de curent continuu sau a unei energii de curent continuu într-o energie de curent alternativ. Există, de asemenea, convertoare statice care furnizează la ieşire acelaşi tip de energie cu cea de la intrare schimbînd numai unii dintre parametrii acesteia, cum ar fi amplitudinea în tensiune, amplitudinea în curent, frecvenţa etc.
Convertoarele statice sunt echipamente complet statice şi din acest punct de vedere aduc incontestabile avantaje faţă de alte sisteme care realizează aceleaşi funcţiuni..În favoarea convertorului static sunt o serie de argumente evidente şi nicidecum de neglijat, cum ar fi: o uzură mai redusă (deci o durată de funcţiune incontestabil de mare), o întreţinere mai sumară şi la intervale mai mari.Deasemenea, randamentul energetic este întotdeauna mai bun.
Cu toate acestea se pot enumera şi unele dezavantaje ale utilizării convertoarelor statice: în condiţiile actuale convertoarele statice se realizează la un cost destul de înalt, pentru întreţinerea lor este necesar un personal cu calificare superioară, deasemenea sunt mai puţin robuste la funcţionarea cu şocuri de sarcină, în asemenea cazuri fiind necesare întotdeauna supradimensionări care se soldează cu o creştere corespunzătoare a preţului de cost. Din acest punct de vedere convertoarele statice concurează cu alte grupuri de maşini electrice.
Se deosebesc mai multe tipuri de convertoare statice:- redresor; - convertor static de frecvenţă;- invertor; - variator de tensiune (chopper);- convertor static cu circuit intermediar.
În lucrarea dată, se studiază un convertor static de putere pentru acţionarea unui motor de curent continuu. Se calculează parametrii şi caracteristicile de reglare a convertorului, precum şi se alege sistemul de comandă.
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
I. ALEGEREA SCHEMEI DE FORŢĂ A REDRESORULUI ŞI CALCULULUI PUTERII
1.1. Alegerea schemei de forţă a redresorului
Reieşind din puterea nominală dată a motorului, pentru acţionarea lui este raţional
de folosit un redresor trifazat integral comandat în punte, deoarece el posedă
următoarele avantaje:
asigură o eficacitate înaltă a utilizării tiristoarelor după tensiune, curent şi
putere, determinată de valorile înalte ale coeficienţilor, care permit utilizarea
redresorului şi fără transformator de adaptare (KS = 1.045);
asigură o tensiune redresată cu pulsaţii relativ mici;
condiţionează o influienţă negativă, minimală asupra reţelei, manifestată printr-
un factor de distorsiuni neliniare al curentului absorbit din reţea, relativ mic;
asigură valori ale factorului de putere şi ale randamentului destul de înalte;
se caracterizează printr-o simplitate relativă a sistemului de comandă şi reglare.
1.2. Calcul puterii nominale al redresorului
1.2.1. Tensiunea nominală de ieşire a redresorului – valoarea calculată
Udc = (1.05 1.1)Un = 1.05 220 = 231V,
unde Un = 220 V – tensiunea nominală a motorului.
Conform standardului de stat, trebuie aleasă o valoare standardizată a tensiunii
redresate, cea mai apropiată de voaloarea calculată:
Udn= 230 V.
1.2.2. Valoarea nominală calculată a curentului de ieşire al redresorului
Idnc = (1.1 1.3)In = 1.2 364.663 = 457.59 A ,
unde In = 100% = 100% =364.663A -curentul nominal al motorului.
Valoarea standardizată a curentului nominal al convertorului Idn = 400 A.
1.2.3. Puterea nominală a redresorului
Pdn = Udn Idn = 230 . 400 = 92 kW.
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
II. ALEGEREA ŞI CALCULUL TRANSFORMATORULUI DE PUTERE
2.1 Deoarece tensiunea nominală a motorului (Un=220 V) diferă foarte mult de
tensiunea redresată maximală la mers în gol, la alimentarea de la o reţea trifazată
3x380 V, pentru ridicarea factorului de putere a convertorului şi pentru limitarea
curenţilor de scurtcircuit şi de comutaţie este raţional de folosit un transformator de
coborîre a tensiunilor de intrare ale redresorului.
Puterea nominală a transformatorului se calculează în conformitate cu puterea
nominală a redresorului Pdn :
unde :
coeficientul de transfer al puterii redresorului ales, indicat în tab. 2.1 ;
Pe baza acestei puteri calculate se alege apoi din ANEXA 2 un transformator
standardizat de tipul ТСП-125/0,7-YXL4, care are următorii parametri de catalog :
- puterea nominală – 117 kVA ;
- tensiunea nominală liniară a primarului – 380 V ;
- tensiunea nominală liniară a secundarului – 205 V ;
- curentul nominal din secundar – 328 A ;
- pierderi la mers în gol – 520 W ;
- pierderi la scurtcircuit – 2700 W ;
- tensiunea de scurtcircuit – 5,8 % ;
- curentul la mers în gol – 4 % ;
2.2 Rezistenţa activă a unei faze a transformatorului, raportată la înfăşurarea
secundară
unde : pierderile de scurtcircuit ;
curentul nominal din secundarul transformatorului ales.
2.3 Impedanţa sumară a unei faze a transformatorului, raportată la secundar :
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
unde : tensiunea nominală de linie a secundarului ;
curentul nominal de fază/linie a secundarului transformatorului ;
tensiunea de scurtcircuit a transformatorului.
2.4 Inductanţa de dispersie a unei faze a transformatorului, raportată la secundar :
2.5 Inductivitatea de dispersie a unei faze a transformatorului :
unde :
frecventa industrială.
2.6 Factorul de transformare :
2.7 Valoarea efectivă a curentului real din secundar în regin nominal al
redresorului, adică cînd :
unde :
valoarea inversă a coeficientului de transfer după curent
al redresorului trifazat în punte, indicat în tab. 2.1 ;
2.8 Valoare efectivă a curentului real al înfăşurării primare a transformatorului :
2.9 Tensiunea redresată la mers în gol a convertorului pentru un unghi de comandă
Edo = Ku E1nf = ,
unde: Ku = 2.34 – coeficientul de transfer al redresorului trifazat în punte după
tensiune, indicat în tabelul 2.1 [1].
ALEGEREA ŞI CALCULUL TIRISTOARELOR REDRESORULUI COMANDAT
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
3.1 Alegerea prealabilă a tiristoarelor.
3.1.1 Valoarea curentului mediu maxim admisibil în stare de conducţie
(directă) a tiristoarelor se calculează:
ITAVm K1KrIn / m = 2*1.5*364.663/3= 364.663 A,
Unde: K1 = (1.5 2.5) – coeficientul de limitare al curentului motorului la pornire –
frînare;
Kr = (1.5 1.6) – coeficientul de răcire forţată al tiristoarelor cu o viteză a aerului
ventilatorului r = 6m/s ;
m = 3 – numărul de faze al redresorului.
Valoarea obţinută a acestui curent se rotungeşte pînă la valoarea standardizată
apropiată (mai mare) şi se aleg din ANEXA 3 tiristoarele T153-500 cu un curent
maxim admisibil:
ITAVm =500 A.
3.1.2 Tensiunea inversă de vîrf repetitivă URRM , egală cu tensiunea directă de
vîrf repetitivă în stare blocată UDRM , se calculează:
URRM=UDRM Ku.maxKSEdo = 1.045*2*276.96= 578.846 V 600 V,
Ku.max = 1.045 – coeficientul de tensiune maximal al ventilelor, indicat în tabelul
2.1[1];
KS = (2 2.5) – coeficientul de siguranţă (rezervă).
Valoarea calculată obţinută se rotungeşte apoi pînă la o valoare multiplă la o sută şi
din diapazonul de tensiuni respective din ANEXA 3 se alege clasa tiristoarelor :
URRM= UDRM = 600 V (clasa VI).
Aşadar, în prealabil sînt alese tiristoarele T153-500-6. Acestor tiristoare le
corespunde următoarele date de catalog principale, utilizate în calculele următoare:
curentul de suprasarcină accidentală în stare de conducţie, ITSM = 11kA;
viteză critică de creştere a curentului, ( )crit = 100 A/ s;
temperatura maxim admisibilă a joncţiunii, Tjm = 125oC;
tensiunea de prag în stare de conducţie, UT(TO) = 1,1 V;
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
rezistenţa diferenţială înstare de conducţie, rT = 0.57 m ;
sarcina de revenire inversă, Qrr =800 C;
timpul de dezamorsare (blocare), tq =500 s;
rezistenţa termică “joncţiune - capsulă”, Rthjc = 0.26oC/W.
3.1.3 Din ANEXA 3.3. se aleg apoi radiatoarele standardizate potrivite
tiristoarelor alese în conformitate cu condiţiile de răcire prestabilite, care în cazul de
faţă sînt de tipul 0143-150. Aceste radiatoare şi tiristoare permit un curent mediu nu
mai mare decît ITAVm=400 A , indicat în tabelul A3.3.[1], care trebuie să depăşească
valoarea reală a curentului mediu al tiristoarelor
ITAVm sau = 121,554 A.
Prin urmare, sistemul de răcire este ales corect.
3.2. Verificarea tiristoarelor la suprasarcini şi supracurenţi.
3.2.1.Verificarea curentului mediu maxim admisibil, ţinînd cont de parametrii
reali ai tiristoarelor alese şi condiţiile lor de răcire, se efectuiază conform relaţiei:
IVTAVm = ITAVm ,
Unde: Tc = Ta = 40oC – temperatura mediului ambiant;
Kf = 1.9 – factorul de formă al curentului;
Rthja – rezistenţa termică între joncţiune şi mediul ambiant, care se determină,
folosind dependenţa faţă de timp a impendanţei termice între joncţiunea tiristoarelor
alese şi mediul ambiant pentru regimul staţionar tst 1000 s, adică :
Rthja = 0.12o C/W (fig. 4.1.) [1].
Înlocuind aceste date în condiţia precedentă obţinem:
IVTAVm = < 500 A ,
sau 377.472< 500 A.
Prin urmare, după curent tiristoarele sînt corect alese.
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
3.2.2. Verificarea alegerii corecte a sistemului de răcire se efectuiază calculînd
temperatura de lucru (reală) a joncţiunii care depinde de puterea disipată a sistemului
de răcire:
PTAV =UT(TO)ITAV + Kf2rtI2
TAV = 1,1*121.554+3.61*0.57*10-3*121.5542 = 164.1 W,
Unde: ITAV = In / 3 =121.554A – valoarea medie a curentului tiristoarelor în regim
normal.
Temperatura reală a joncţiunii tiristoarelor trebuie să satisfacă condiţia:
Tj = Ta + RthjaPTAV < Tjm
sau
Tj = 40o+ 0.12*164.1=59.7 < 125o
59.7 oC < 125oC.
Prin urmare, sistemul de răcire în regim nominal este ales corect.
3.2.3. Pentru a verifica alegerea corectă a sistemului de răcire în regim de
pornire cu o suprasarcină de curent:
IT(TO) = 1.5ITAV = 1.5*121.554 = 182.331 A,
se calculează în mod analogic, mai întîi, puterea disipată în acest regim:
PT(OV)=UT(OV)IT(OV) +Kf2rTI2
T(OV) =1,1*182.331+1.92*0.57*10-3*182.3312=268.964 W,
iar apoi – temperatura reală a joncţiunii tiristoarelor la pornire cu o durată de
t = tp = 5s:
Tjt = Ta + PT(OV) z(th)tja(t) | t=5 < Tjm
sau
Tjt = 40+268.964*0.04 = 50.758o < 125oC
sau 50.758o C < 125oC,
unde: z(th)tja = 0.04 C/W – impendanţa termică tranzitorie, determinată din fig. 4.2 [1],
pentru t = 5s.
Prin urmare, sistemul de răcire este corect ales şi pentru regimul de suprasarcină la
pornirea motorului.
3.2.4. Pentru verificarea tiristoarelor alese în regimul posibil de scurtcircuit la
ieşirea redresorului se calculează, mai întîi, curentul de scurtcrcuit:
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Idsc = = 6612.9 A,
Unde: K12 = 0.817 – coeficientul din tabelul 2.1 [1],
inductanţa de dispersie a transformatorului.
Pentru a evita arderea tiristoarelor la scurtcircuit este necesar ca sistemul
electronic de protecţie să deconocteze redresorul de la reţea, asigurîndu-se condiţia:
I1t tDP < I2TSMtT ,
unde: I1t = (0.7 0.8)Idsc = 0.8*6612.9= 5290.32 A – valoarea de vîrf a curentului
redresorului, limitat de dispozitivul de protecţie (DP);
tT ,ms – timpul de dimensionare al curentului de suprasarcină accidentală a
tiristoarelor ITSM = 11 kA. Ţinînd cont că timpul de acţionare al DP, tDP tT = 0.01s,
ultima relaţie se reduce:
I1t < ITSM sau 5290.32A < 11000A .
Prin urmare, tiristoarele alese pot suporta şi regimul de scurtcircuit. Cu toate
acestea, protecţia la scurtcircuit trebuie dublată, însă prin utilizarea întrerupătoarelor
automate.
3.3 Calculul şi alegerea dispozitivelor de protecţie la supratensiuni.
3.1 Pentru dimensionarea grupului RkCk de protecţie individuală a tiristoarelor
la supratensiuni de comutaţie se alege, mai întîi, tensiunea inversă de vîrf,
limitată de acest dispozitv de protecţie:
URM = (0.7 0.8)URRM = 0,8*600= 480 V.
3.2 Coeficientul de supratensiuni (siguranţă):
KST = = = 1.66
unde:
URWM = Kumax Edo = 1.045*276.96= 289.423 V – tensiunea inversă maximă de lucru a
tiristoarelor alese.
3.3 După valoarea obţinută a coeficientului KST se extrag din figura 4.3.[1]
în unităţi relative capacitatea minimală a condensatorului C*k = 1.4µF, valorile
limită ale rezistenţelor R*kmin = 0.097Ω şi R*
kmax = 1.9Ω. Pentru obţinerea
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
valorilor absolute ale acestor parametri se calculează valoarea reală de
descreştere a curentului tiristorului în timpul comutaţiei:
- = KR = 2.894 =6.98 V/ H ,
unde: Lc = 2LT = 0.12 mH – inductivitatea circuitului de comutaţie;
KR = URWM /100 – coeficientul de raportare a dependenţei Qrr(-diT/dt) la valoarea
URWM reală.
Din graficul Qrr (-diT/dt) (fig.4.4) [1] se obţine sarcina de revenire (stocată) în unităţi
relative Q*rr= 1.25 , iar valoarea reală va fi:
Qrr= Q*rr Qc
rr=1.25*800 = 1000 C.
3.3.4 Valorile absolute ale grupului RkCk :
Ck.min = Ck.min KSR = 1.4 = 5.8 F.
Alegem o valoare standardizată a capacităţii Csk.min = 6.8 F:
R*k.min Rk R*
k.max
sau
*0.97* Rk *1.9*
7.325 Rk 14.35 .
Alegem o valoare standardizată Rsk = 8.2 .
3.3.5.Puterea disipată de rezistenţă Rk:
PR = 3.5 f1Ck.minU22l = 3.5*50*5.8*10-6*2052 =42.655 W.
Alegem o valoare standardizată PsR = 45 W .
Se aleg rezistenţe de tip ПЭ-50-8.2Ω±10% W;
Se aleg condensatoarele de tip БГТ-6,8µF±10%-600V.
3.3.6. Pentru protecţia tiristoarelor la supratensiuni externe (atmosferice sau la
deconectarea transformatorului în gol) este raţional de folosit o punte auxiliară
necomandată cu grup RC paralel (fig.4.5).
Diodele acestei punţi se calculează la un curent mediu maximal admisibil
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Şi la tensiune inversă repetitivă maximală URRM F= UDRMT = 600 V. Conform acestor
parametri se aleg apoi din catalog diodele D112-25-6
3.3.7 Condensatoarele punţii auxiliare se calculează după relaţia [F]:
unde: - puterea transformatorului;
curentul de magnetizare al transfomatorului.
Alegem o valoare standardizată .
3.3.8 Rezistenţa de limitare a curentului de încărcare a condensatorului.
unde: - curentul de suprasarcină accidentală a diodei punţii auxiliare.
coeficientul de rezervă.
Alegem o valoare standardizată
3.3.9 Rezistenţa de descărcare a condensatorului, :
Alegem o valoare standardizată .
3.3.10 Pierderile disipate în rezistenţele şi se calculează:
3.3.11 Supratensiuni apar nu numai la deconectarea transformatorului fără sarcină,
si la conectarea lui datorită capacităţii parazite dintre înfăşurările transformatorului.
Această capacitate nu este cunoscută, de regulă, însă se ştie că este mai mică de 0,1
F. De aceea pentru limitarea şi amortizarea supratensiunilor care apar la conectarea
transformatorului de putere, se recomandă de a şunta la pămînt înfăşurările secundare
cu condensatoare de o capacitate 2 F.
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Fig.1 Schema de forţă a redresorului trifzat în punte cu elementele lui de protecţie.
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
IV. CALCULUL ŞI ALEGEREA REACTORULUI DE FILTRARE A CURENTULUI REDRESAT
4.1. Inductivitatea indusului motorului , [H]
LI = k = 0.1 = 1.9 mH,
unde:
Un, In – valorile nominale ale tensiunii şi curentului motorului;
= nn / 30 = 3.14*1500/ 30 = 157 s-1 – viteza unghiulară nominală a lui;
p – numărul de perechi de poli;
k = 0.1 – coeficientul de compensare a reacţiei indusului.
4.2. Inductivitatea reactorului de filtrare, [Hn]
LF = - (2LT+LI) = - (2*0.06*10-3+1.9*10-3) =2.66*10-3 H,
unde:
ep = Up1 / Edo = (0.24 0.25) – valoarea relativă a componentei alternative a
tensiunii redresate;
ip = (0.03 0.1) – valoarea relativă a componentei alternative a curentului
redresat;
p 2 f1p = 314*6=1884 s-1 – frecvenţa unghiulară a acestei componente;
p = 6 – numărul de pulsaţii ale tensiunii redresate, indicată în tabelul 2.1 [1].
4.3. După valoarea calculată a inductivităţii LF şi după curentul nominal al
convertorului Idn, se alege din ANEXA 5 un reactor de filtrare standardizat de tipul
Фрос-500-3,25-y3, care are o rezistenţă activă RF = 7.5 m , LF=3.25 mH.
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
V. CARACTERISTICI PRINCIPALE ALE CONVEROARELOR DE CURENT
CONTINUU
5.1. Caracteristici de reglare
5.1.1. Caracteristici de reglare la mers în gol Ed ( )| I =0 şi sub sarcină nominală
Ud ( )| I = I se construiesc respectiv după relaţiile :
Ed = Edocos ,
Ud = Edocos - InRE = Edocos - U ,
Ud = 277cos - 24 ,
U = InRE =364.663*0.066=24V
unde:
RE =2RR+RF+RI+RPA+2rT+Rk – rezistenţa echivalentă sumară a elementelor
din circuitul de forţă: reactorului de limitare RR, reactorului de filtrare RF, rezistenţa
indusului şi rezistenţa polilor auxiliari RI+RPA, tiristoarelor rT,
Rk = mXR / =0.018 - rezistenţa reactorului de limitare a curentului de
scurtcircuit.
RE = 2*0.008+0.0075+0.0243+2*0.00057+0.018= 0.066 .
Rezultatele calculelor caracteristicilor de reglare sînt indicate în tabelul următor:
Tabelul
1o 0 20 40 60 80 90 100 120 140 160 170 180
Ed V 277 260 212 138 48 0 -48 -138 -212 -260 -273 -277
Ud V 253 236 188 114 24 -24 -72 -162 -236 -284 -300 -301
5.1.2. Valoarea minimală (nominală) a unghiului de reglare în regim de redresor
min = arccos = arccos 28 o
5.1.3. Valoarea minimală a tensiunii redresate, căreia îi corespunde turaţia
minimală a motorului nmin = nN / D = 1500 / 20 = 75 rot/min, se calculează :
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Un.min = Emin+InRI = Ce + InRI = 0.14*75+364.663*0.0243 = 19.4 V,
unde
Ce = = = 0.14 V*min/rot.
5.1.4. Valoarea intermediară a unghiuilui de reglare în regim de redresor pentru
Ud = Un.min (n=nmin):
= arccos = arccos = 81 o
5.2. Determinarea unghiului de suprapunere la comutaţie
Unghiul de suprapunere la comutaţie, care depinde de inductivitatea XR şi de curentul
de sarcină, se calculează după relaţia:
= arccos (cos - ) - =arccos (cos28- )–28 o=2.8 o
5.3.Caracteristici externe
5.3.1.Caracteristicile externe ale convertorului Ud (Id)| =const în regim de
redresor se construiesc după relaţiile (pentru 0 Id 1.5In):
Ud = Edocos min- IdRE ,
Ud = Edocos U - IdRE .
Astfel avem:
pentru Id =0 Ud = 244.5 V, Ud =43.3 V
Id =1,5In = 1.5*364.663=547 A Ud = 208.4V, Ud =7.2 V
5.3.2.Pentru construirea caracteristicii externe în regim de invertor
Ud = -Edocos min- IdRE este necesar, mai întîi, de a determina unghiul minimal de
anticipare min = - max , determinat, pe de o parte, de sistemul de comandă a
redresorului:
min = arccos(cos - ) ,
iar pe de altă parte, limitat de unghiul de revenire în stare blocată şi de regimul de
basculare (răsturnare şi scurtcircuitare) al convertorului în regim de invertor pentru
unghiul < min .
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Fig. 2. Forme de undă caracteristice convertorului trifazat în punte integral
comandată pentru α=28º, în regim de redresor.
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Fig. 3. Forme de undă caracteristice convertorului trifazat în punte integral
comandată pentru β=15.9º, în regim de invertor.
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Unghiul de revenire depinde de timpul de dezamorsare al tiristoarelor tq şi de panta
de descreştere a curentului |-diT/dt| din 3.3.3. şi se calculează după relaţia:
= 57o tfr = 57o *314 = 9.88 o,
unde:
tfr – timpul de revenire în direct:
tfr = tq+ =500+ = 552*10-6 s,
unde: ITM = In – curentul tiristorului pînă la blocare.
Prin urmare,
min= arccos (cos - ) = arccos (cos 9.88 - ) = 15.9 o.
Astfel avem:
Ud = -277 cos15.9 – Id 0.066,
pentru Id = 0 Ud = -266.4 V,
Id=1.5In Ud =-302.5 V.
5.3.3.Caracteristica de limitare a regimului de basculare (răsturnare) al
convertorului în regim de invertor Ud (Id) | =const se construieşte după relaţia (fig.1):
Ud = -Edocos + Id ,
astfel avem ,
pentru Id = 0 Ud = - 273 V ,
Id =1.5In Ud = -263 V .
Intersecţia familiei de limitare cu familia de caracteristici externe în regim de invertor
determină diapazonul de funcţionare normală a convertorului de acest regim .
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Fig. 4. Caracteristica de reglare a redresorului comandat la mers în gol şi sub sarcină.
Fig.5. Caracteristica externe ale redresorului comandat.
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
VI. CALCULUL FACTORULUI DE PUTERE ŞI AL RANDAMENTULUI
CONVERTORULUI
6.1.Factorul de putere al convertorului Kp este determinat nu numai de defazajul
dintre curentul absorbit din reţea şi tensiunea reţelei 1, ci şi de factorul de distorsiuni
neliniare (deformat) KD al acestui curent:
Kp =KD .
Avem patru cazuri:
I – pentru Un ; In Kp1(Id)= 0.955 = 0.842
II – pentru Un ; 0.2In Kp2(Id)= 0.955 = 0.775
III – pentru Un.min ; In Kp3(Id)= 0.955 = 0.15
IV – pentru Un.min ; 0.2In Kp4(Id)= 0.955 = 0.083 .
6.2. Randamentul convertorului
Acesta prezintă raportul puterii dezvoltate în sarcină către puterea activă globală
consumată de convertor din reţeaua de alimentare.
Pentru convertoare cu netezirea ondulaţiilor, curentul redresat îl putem considera:
=IdUd
Astfel:
= Pd / P1 = Pd /( Pd+ Pd)
unde Pd – puterea consumată globală,
Pd = Pv+ PT + PF + PDP + PA ,
Pd – pierderile în circuitul convertorului care pot fi divizate în:
I. Pv – pierderile în ventile:
Pv = p( UT(TO)ITAV+ 2K2f rtI2
TAV) unde = Id / Idn
II. PF –pierderile în reactorul de filtrare:
PF=I2dRF
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
III. PDP –pierderile în dispozitivele de protecţie:
PDP=6 PRK
IV. PA – pierderile auxiliare:
PA=0.01Pdn
V. PT – pierderile în transformatorul de putere,
Pierderile în transformator :
unde : pierderile de scurtcircuit ale transfomatorului, care se culege din
ANEXA 2;
pierderile de mers în gol care, se culege din ANEXA 2;
factorul de sarcină în curent al transformatorului.
unde : din tabelul 2.1;
curentul nominal al secundarului transformatorului (din ANEXA 2)
Astfel, avem 4 cazuri:
A. Ud =Un =220V; Id = In=74A;
Pd=220*364.663=80230 W;
Pv = 6 (0.91*1.1*121.554+0.912 1.92 0.57*10-3*121.5542)= 881.115 W,
unde =364.663 /400 = 0.91;
PF=I2dRF=364.6332*7.5*10-3 = 997.343 W;
PDP=6 PRK=6*45=270 W ;
PA=0.01Pdn=0.01*92000=920 W;
PT = = 0,9072 *2700+520 =2741W,
unde:
Astfel avem:
Pd= 881.115+997.343+270+920+2741=5809 W, iar
1= = 0.932;
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
B. Ud =Un =220V; Id =0.2 In=72.932 A;
Pd=220 *72.932=16050 W;
Pv = 6 (0.182*1.1*121.554+0.912 *1.92 *0.5710-3 *121.5542)= 297.072 W,
unde =72.932 / 400 = 0,182;
PF=I2dRF=72.9322 *7.5*10-3 = 39.893 W;
PDP=6 PRK=6*45=270 W ;
PA=0.01Pdn=0.01*92000=920 W;
PT = = 0,1812 *2700+520 =608.455 W;
Pd= 297.072+39.893+920+270+608.455=2135 W, iar
Astfel avem:
2= = 0.883;
C. Ud =Udmin =19.4V; Id = In=364.663 A;
Pd=19.4*364.663=7074.462 W;
Pv = 6 (0.91*1.1*121.554+0.912 1.92 0.57*10-3*121.5542)= 881.115 W,
unde =364.663 /400 = 0.91;
PF=I2dRF=364.6332*7.5*10-3 = 997.343 W;
PDP=6 PRK=6*45=270 W ;
PA=0.01Pdn=0.01*92000=920 W;
PT = = 0,9072 *2700+520 =2741W,
unde:
Astfel avem:
Pd= 881.115+997.343+270+920+2741=5809 W,iar
1= = 0.549;
D. Ud =Udmin =19.4 V; Id =0.2 In=72.932 A;
Pd=19.4*72.932=1414.88 W;
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Pv = 6 (0.182*1.1*121.554+0.912 *1.92 *0.5710-3 *121.5542)= 297.072 W,
unde =72.932 / 400 = 0,182;
PF=I2dRF=72.9322 *7.5*10-3 = 39.893 W;
PDP=6 PRK=6*45=270 W ;
PA=0.01Pdn=0.01*92000=920 W;
PT = = 0,1812 *2700+520 =608.455 W;
Pd= 297.072+39.893+920+270+608.455=2135 W, iar
Astfel avem:
2= = 0.39;
Prin urmare, cu cît tensiunea şi curentul de sarcină scad, cu atît randamentul
convertorului se micşorează.
VII. ALEGEREA ŞI DESCRIEREA SCHEMEI DE COMANDĂ A CONVERTORULUI
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Comanda convertoarelor statice se realizează cu ajutorul unor blocuri speciale numite dispozitive de comandă pe grilă (DCG). Dispozitivul de comandă pe grilă trebuie să furnizeze impulsuri de comandă care să fie sincronizate cu tensiunea reţelei de la care este alimentat convertorul static.
Faza acestor impulsuri trebuie să fie reglabilă faţă de faza tensiunii reţelei de alimentare prin modificarea unei tensiuni de alimentare continue, care provine
de la un potenţiometru sau de la un bloc de reglare. Impulsurile de ieşire trebuie să corespundă necesităţilor convertorului comandat.Sunt trei parametri care trebuie de respectat: amplitudinea de tensiune amplitudinea de curent şi durata. Parametrii daţi sunt date de catalog pentru fiecare tip de tiristoare.
Durata impulsului trebuie să asigure comanda pentru un timp ceva mai mare decât timpul de intrare în conducţie al tiristorului. Acest timp depinde însă atât de parametrii tiristorului cât şi de parametrii circuitului în care acesta este montat.
Dispozitivul de comandă pe grilă cu generator de tensiune variabilă este alcătuit din trei blocuri principale: un bloc de formare a impulsurilor „dinte de ferestrău” sincronizate cu reţeaua, un bloc de comparare şi un bloc de formare a impulsurilor de comandă. Tensiunea de sincronizare se aplică la intrările Us ale transformatorului Tr1 . Tensiunea de comandă se conectează la borna Uc . Prin aplicarea unei tensiuni negative la borna Ub , normal legată de masă, se poate bloca funcţionarea dispozitivului. Impulsurile de comandă se culeg la secundarul transformatorului Tr2. Pe durata alternanţei pozitive a tensiunii aplicate primarului transformatorului de sincronizare, tranzistorul T1 este blocat. Pe baza lui se aplică tensiunea negativă din secundarul transformatorului Tr1 , amplitudinea fiind limitată de către dioda VD1.Condensatorul C1 se încarcă la un curent constant de la generatorul de curent constant realizat cu tranzistorul VT2 : Q = . Tensiunea la bornele condensatorului creşte liniar în timp .
În alternanţă negativă a tensiunii de sincronizare tranzistorul VT1 se saturează şi prin R3 se descarcă condensatorul C1. La bornele condensatorului se obţin impulsuri „dinte de ferestrău” sincronizate cu reţeaua.Aceste impulsuri sunt preluate de repetitorul pe impulsuri VT3 şi prin R6 sunt aplicate pe baza tranzistorului VT4 , care îndeplineşte rolul de comparator. Tot pe baza lui este adusă prin rezistenţa R8 şi potenţiometrul P2 , tensiunea negativă de comandă de la borna Uc . Borna Ub este conectată la masă şi tranzistorul VT5 este saturat. Iniţial tensiunea „dinte de ferestrău” are amplitudinea nulă şi tranzistorul VT4 este blocat. În momentul când această tensiune depăşeşte ca modul tensiunea de comandă, tranzistorul VT4 se saturează şi în colectorul lui se obţin impulsuri dreptunghiulare, a căror front negativ se decalează funcţie de nivelul tensiunii de comandă. Aceste unghiuri sunt derivate de către grupul C2R4 . Impulsurile derivate negative sunt preluate prin VD4 şi sunt aplicate la intrarea amplificatorului de putere VT6 VT7 de unde prin transformatorul de adaptare Tr2 ajung la poarta tiristorului. În aşa fel modificând amplitudinea tensiunii de comandă se poate modifica faza impulsurilor în gama 0 180el. Durata impulsurilor se poate modifica prin modificarea constantei de timp a grupului de derivare C2R4. Prin alegerea convenabilă a valorilor celor două componente electronice se obţine valoarea necesară pentru impuls. Amplitudinea în tensiune a
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
impulsurilor este dictată de raportul de transformare al transformatorului Tr2 , iar amplitudinea de curent este fixată de valoarea rezistenţei R14 .
Prin conectarea bornei Ub la o tensiune negativă, tranzistorul VT5 se blochează şi întreg dispozitivul de comandă este scos din funcţiune. Această operaţie este realizată de sistemele de protecţie ale convertorului static. Deşi puterea impulsului de comandă este relativ mică, de ordinul a 2 - 3 W, ceea ce presupune un gabarit mic al transformatorului, din cauză că el transmite impulsuri de comandă dreptunghiulare, puterea lui de gabarit trebuie crescută pentru a se evita saturarea în aceste condiţii de funcţionare. La impulsuri late de 1 - 2 ms, puterea de gabarit depăşte de multe ori puterea utilă din cauză că la fiecare impuls o energie egală cu energia electromagnetică înmaganizată în miez este piedută prin disipare termică în circuitul diodei de descărcare VD5 .
Pentru o bună funcţionare este necesară operaţia de aliniere a dispozitivelor de comandă care pentru fiecare dispozitiv se realizează în două etape. Mai întâi prin reglarea potenţiometrului P1 se fixează amplitudinea „dintelui de ferestrău” la o valoare ceva mai mică decât diferenţa dintre tensiunea continuă a sursei de alimentare şi tensiunea diodei VD2 . Apoi prin alegerea potenţiometrelor P2 se urmăreşte obţinerea aceiaşi faze a impulsurilor la toate dispozitivele de comandă pe grilă pentru o aceiaşi modificare a tensiunii de comandă.
Figura 4. Dispozitiv de comandă cu generator de tensiune liniar variabilă.
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Figura 5. Diagrama de tensiuni la dispozitive de comandă pe grilă cu generator de tensiune liniar variabilă.
În general pentru un convertor static este necesar un număr de dispozitive de comandă pe grilă egal cu numărul de impulsuri al convertorului.
La convertoarele statice de tip B6 sunt şase dispozitive de comandă pe grilă sincronizate cu alternanţe pozitive respectiv, negative ale sistemului trifazat de alimentare. Aici coanda tiristorului se complică însă întrucăt fiecare tiristor dintr-o latură a punţii funcţionează pe rînd cu două tiristoare din cealaltă ramură a punţii.
Cel mai uzual mod de a realiza această repartiţie a impulsurilor este de a obţine mai întăi cele şase impulsuri de bază decalate la 60 electrice între ele şi a căror fază se reglează simultan după care elesunt distribuite în mod corespunzător către cei şase tiristori. O variantă posibilă a schemei este prezentată în fig.6.
Transformatorul de sincronizare poate fi un transformator trifazat. Transformatoarele de ieşire au cîte două secundare care se conectează în mod corespunzător conform fig.6.
Sistemul din fig.6 este simlu de ralizat, nu necesită nici o modificare în schema dispozitivului de comandă propriu-zis. Cum de cele mai multe ori transformatoarele de ieşire ale dispozitivelor de comandă se montează separat de blocul de comandă şi în apropierea blocurilor tiristoarelor, realizate schemei fig.6 presupune numai utilizarea unor transformatoare de adaptare cu două secundare.
Pentru convertoarele statice funcţionînd la tensiuni ridicate o problemă specială este izolaţia între cele două secundare, precum şi izolaţia între acestea primar. Datorită necesităţii întării izolaţiei, în asemenea cazuri se ajunge la o sporire substanţială a puterii de gabarit a transformatorului.
De exemplu, dacă în conducţie se află VS1 şi VS5 , în momentul când pe ramura negativă conducţia trece de pe VS5 pe VS6 se aplică impuls de comandă şi tiristorului VS1 . În caz contrar există riscul ca VS1 să se stingă pe durata procesului de comutaţie a tiristorilor VS5 şi VS6. De aici rezultă că într-o perioadă fiecare din tiristori primeşte două impulsuri de comandă decalate între ele cu 60 electrice . Pentru a realiza repartiţia impulsurilor mai întâi se obţin cele şase impulsuri de bază decalate la 60 el. între ele şi a căror fază se reglează simultan după care ele sunt distribuite în mod corespunzător către cei şase tiristori. Transformatorul de sincronizare este un transformator trifazat, iar cele de ieşire au câte două secundare.
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Fig.6 Interconectarea dispozitivelor de comandă pe grilă pentru
convertoare statice de tip B6
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Concluzie
Această lucraer de curs a fost efectuată pentru dedermina parametrii şi caracteristicile principale ale convertorului static de putere, deasemenea şi alegerea sistemului de comandă a acestui convertor. Pentru construcţia schemei de forţă a convertorului necesar pentru acţionarea motorului de curent continuu de tip 2ПФ250LYXL4 cu tensiunea nominală de 220 V, am calculat şi am ales conform stamdardului tiristoarele fiind apoi verificate la suprasarcini şi supratensiuni, evitînd supraîncălzirea lor prin montarea radiatorului cu răcire forţată. Pentru limitarea curentului de scurtcircuit a fost introdusă puntea auxiliară conectată în paralel la intrarea redresorului, cu diodele de tipul D112-25-6. Pentru netezirea pulsaţiilor curentului redresat şi de limitare a zonei de curenţi întrerupţi, a fost îtrodus reactorul de filtrare pentru curentul redresat. În fig.2. pag. 17 şi fig.3. pag. 18 sînt reprezentate diagramele temporale ale convertorului in regim de redresor şi invertor pentru şi . Caracteristica de reglare la mers în gol şi sub sarcină şi caracteristicile externe sînt reprezentate în fig.4 şi fig.5 pag.20. Calculul factorului de putere şi a randamentului convertorului dat au determinate pentru mai multe valori ale factorului de putere. Pe coală A1 a fost reprezentată schema electrică principială a convertorului proiectat cu toate elementele caracteristice.
Coala
Mod Coala Nr. Document Semnăt. Data
Bibliografie
1. Tudor Ciuru „Proiectarea convertorului static de putere pentru acţionarea unui motor de curent continuu”.
Chişinău U.T.M. 1996
2. Р.Г. Варламова „ Краткий справочник проектирования ”.
Сов. Радио 1972
3. M.P. Diaconescu „Convertoare statice ”.
Editura „Gh. Asachi” - Iaşi 1996