1 Макс

Примем /^=2,4 Ом.

При таком малом значении R_v конденсатор С_р заряжается практически мгновенно каждый раз, когда отключается трансфор­матор. По условию баланса энергии находим емкость конденсатора:

[I. макс

2обр.доп ^²обр

где

^Лэбр.п ^обр. доп ~ J)

600

1,3

= 461,54 В;

t/o&,== 1.Д VWyTUs^Ul У§-100 = 268,8 В;

\j. -макс '

тр

1-20-10³ 2-31-4

-0,06= 1,91 Вт-с,

отсюда

2-1,91

ср - 461,54*

• = 27,14-10-° Ф.

Примем С_р=28 мкФ.

Резистор R_p2 должен быть выбран так, чтобы конденсатор С_р мог полностью разрядиться через него даже в течение короткого интервала времени между двумя отключениями трансформатора. На практике достаточный разряд происходит в течение интервала, равного SRp₂C_p, и, следовательно,

8

5-28-10-°

00-Ю-³

• = 5,7.10» Ом.

Примем R_p2=5,6 кОм.

Сделаем проверку иа максимальное значение du/dt, возникаю­щее при отключении трансформатора. Примем, что сразу после

отключения ток намагничивания

будет протекать через активное сопротивление, введенное для уче­та потерь в стали трансформато­ра. Индуктивность рассеяния вен­тильной обмотки трансформатора может быть с достаточной точно­стью принята равной половине об­щей индуктивности рассеяния трансформатора. В неблагоприят­ном случае, когда трансформатор отключается в момент перехода через нуль тока намагничивания в одной из фаз, контур, образо-

ванный двумя другими фазами и вспомогательным выпрямителем, может быть заменен эквивалентной схемой, приведенной на рис. 6.42. Для этой схемы находим начальное (максимальное) значение du[dt:

du

= -J. / nn

2 sp. макс -^y.

В рассматриваемом случае ток намагничивания, отнесенный к вентильной обмотке трансформатора, будет равен:

5 20 • 10³

/^ = 0,06/_£ = 0,06з77^ = 0,06^-щ-= 4 Л.

Так как при отсутствии нагрузки cos <р = 0,1, ток обуслов-

ленный потерями в стали, приблизительно равен 0,1 /_SJA. Следова­тельно, сопротивление, учитывающее потери в стали, будет: _п u_s U_s 100

="0П7^=-бТь4 =²⁵⁰ °^м-

Реактивное сопротивление трансформатора на фазу, отнесенное к вентильной обмотке, равно:

^ = 0,03 -^- = 0,09 -^- = 0,09 —^- = 0,045 Ом, т. е. индуктивность на фазу равна:

X. 0,045 4 = — =-зЙГ =НЗ-10- Гн,

и, следовательно,

/ du\ г— г— 2,4

= VT1A2-4-250 _{4? 8} = 123 В/мкс. \ /макс '

Значит, элементы R_p и С_р ограничивают до необходимого уров­ня величину (du/dt).

Для определения параметров элементов R и С демпфирующих контуров должен быть вычислен коэффициент перенапряжения:

1 t/обрлт „ 1 ⁶0°

к== ь t/обр ьз_иу2-уТ-100^_1,7"

В этом случае в соответствии с рис. 6.11 С*=0,8, /?*мии=0,81,

#*макс=1,7.

Вычислим запасенный заряд. В данном случае

di _ 1,1 У2 V^U_S _ 1.1 Т⁷"6-100

= 0,95 А/мкс.

Из графика на рис. 6.34 находим Q=32 А-мке. Используя это значение, формулы (6.3) и (6.4) и табл. 6.1, получаем:

2,32

и

Сшш = -|~^{0,19 = 0}'^{114 мкф}-

Примем С — 0,2 мкФ. Так как

L\ = 2-143 = 286 мкГн;

п _ri< , f 286- 1,1 УТ-100 _rt , Г286-1,1 Л/Т-100 °'⁸¹[/ Ш <^.<1.7|/ ,

т. е.

28,1<Я'<59 Ом

и

5 5

28,1 -д-<Я< 59-д- Ом,

46,8^/^98,4 Ом.

Примем #=47 Ом.

В режиме прерывистой проводимости плохо демпфируются ко­лебания, возникающие при прерывании тока. Для улучшения демп­фирования вводятся элементы Rda и Cda, включаемые на выводы постоянного тока преобразователя. Если пренебречь небольшим об­ратным током в тиристорах, то для момента перехода через нуль (прерывания) постоянного тока, протекающего через тиристор, при­соединенный к фазе а в анодной цепи, и через тиристор, присоеди­ненный к фазе с в катодной цепи, схему молено представить, как показано на рис. 6.43,а. Заряженные конденсаторы заменены не­заряженными конденсаторами и эквивалентными генераторами, представляющими начальные напряжения конденсаторов. Применив принцип наложения, можно в отдельности проанализировать влия­ние источника ЭДС (Ed-\-E₃i) (р^ис- 6.43,6) и всех других источ­ников. 270

Простейшее допущение сводится к тому, что демпфирующее действие элементов Rd_a и Cda удовлетворительно, если эта ветвь способна заменить в течение переходного процесса последовательно ² г, 3 _

соединенные элементы ~g- R и -тр С, соответствующие расчетным

значениям параметров демпфирующих #С-контуров. В этом случае этой последней ветвью можно также пренебречь. Для получения

2

удовлетворительного демпфирования примем -у R ^ Rd_a = Rd = = 2,5 Ом.

В этом случае емкость конденсатора, если £=0,5 (£=1,8), должна быть:

Lg 0,5-10-»

da*^ {Rd + RdaV — (2,5-r-2,5)² = ^2(М0~^{6 ф}-

При работе преобразователя в инверторном режиме на тири­сторах может появиться значительное dujdt. Наиболее неблагопри­ятная ситуация возникает при углах управления а=90° или 120°. На рис. 6.44 приведена кривая обратного напряжения на тиристо­ре Г₄ при а=120°. Высокое значение dujdt — результат трех причин.

1

а) напряжение на анодном полюсе; б) напряжение на катодном полюсе; в) напряжение на тиристоре T_t.

. В конце коммутации тиристоров Т± и Т₂, когда тиристор Ti перестает проводить ток, возникает скачок напряжения независимо

6т того, выключается обратный ток или нет. При_о=120^с этот ска­чок составляет 0,75 У" 2 U_s, а при а=90° 0,866 V2 U_s.

Последнее значение менее приемлемо. Скорость нарастания на­пряжения ограничивается элементами L-у, R, С. В наиболее небла­гоприятном случае при L=0 начальное максимальное значение du/dt при условии Rda^R будет равно:

= 0,866 V2Us оТ- =" 0,866 У~2Х

\ I макс Т

47

Х220. _2-143 =44,25 В/мкс.

Это Меньше критического значения, поэтому нет необходимости вводить индуктивности L.

Рис. 6.45. Эквивалентная схема для начала коммутации (включения) тиристора 7,.

2. В начале коммутации (например, в момент ti, рис. 6.44), конденсаторы С быстро перезаряжаются через резисторы R. Токи перезаряда приводят к возникновению скачков напряжения на ре­зисторах R. Для ограничения скоростей нарастания этих напряже­ний необходимо ввести дополнительные индуктивности L в ветви моста. Принято, главным образом по экономическим соображениям, выбирать для этой цели насыщающиеся реакторы. Реакторы насы­щаются, и можно считать, что их индуктивность становится близкой к нулю. В момент t_t на тиристоре 7₄ возникает опасный скачок напряжения. Начальные напряжения на конденсаторах следующие:

_иС40 = 0, U_m = Ucn= USV2U* и U_ao - 1,5VYu_s.

Однако этот последний конденсатор замыкается накоротко тири­стором, который начинает проводить ток, поэтому приходится про­изводить оценку при нулевом напряжении на нем. Эквивалентная схема показана на рис. 6.45. Более предпочтительно производить анализ, используя принцип наложения. Пусть начальное напряже-

ние на конденсаторах будет равно нулю. Ё одном случае рассмот­рим влияние источника питания (сети). Сравнительно большая ин­дуктивность 1^ подавляет все колебания, кроме низкочастотных, а эти последние имеют малые значения du/dt. В другом случае рассмотрим влияние напряжений конденсаторов при равенстве нулю напряжения в сети. На практике L<^iL^ и на развивающиеся ко­лебания главным образом влияет L. Индуктивность L ^ может с достаточным приближением считаться равной бесконечности, т. е. может быть заменена разомкнутой цепью. Эквивалентная схема для этого случая показана на рис. 6.46. Малое значение L приво-

Рис. 6.48. Эквивалентная схема для высокочастотного Рис. 6.47. Эквивалентная схема переходного процесса, воз-

для анализа переходного процесса никающего при обрыве об-

при прекращении обратного тока ратного тока тиристора Ту. тиристора Т_х.

дит к тому, что максимальное значение du/dt возникает в началь­ный момент. С учетом шунта, представленного ветвью Rda и С da, этот максимум будет равен:

du_T I 3 w„ R

ЧГ\ = —VTr/* —, (6.10)

•макс

что дает следующее необходимое значение L:

1

(du/dt) _Кр

•}/У.220Х

Х47-

1

= 27,4 мкГн.

3. В конце интервала коммутации (например, в момент t₂, см. рис. 6.44) отключение обратного тока в тиристорах также может привести к возникновению значительного du/dt в прямом направ­лении. Схема без индуктивностей L показана на рис. 6.47. В катод­ной ветви моста тиристор Т₆ находится в открытом состоянии. В анодной ветви коммутация от 7\ к Т₂ только что закончилась. Обратный ток тиристора T_t протекал по пути, показанному пунк­тирной линией. После обрыва тока в Г₄ ток начинает протекать по пути, обозначенному сплошной линией, т. е. через элементы R и С. Ясно, что это приводит к скачку прямого напряжения на Т₃.

18-9 273

Скорость нарастания этого напряжения также может (эыть снижена введением индуктивностей L, которые препятствуют быстрому на­растанию тока в демпфирующем /?С-коитуре тиристора 7s. При анализе схемы, дополненной иидуктивностями L, влиянием напря­жения сети, действующего через индуктивности L, можно прене­бречь по соображениям, приведенным выше, а индуктивности L_Tj через которые протекают обратные токи, могут быть заменены ге­нераторами тока, дающими максимум обратного тока /обр.макс. Индуктивности , через которые не протекают токи, могут быть

заменены разомкнутыми ветвями. Все эти упрощения приводят к образованию схемы, показанной на рис. 6.48. В неблагоприятном случае, когда обратный ток в тиристорах прекращается мгновенно, начальное максимальное значение du/dt может быть определено с учетом наличия ветви Rda, Cda следующим образом:

[ dt )

— 'обр.макс о / , макс

откуда получаем необходимое значение L:

R*

L рф, 5/_обр. (_du/dt)_Kp •

В то же время

/об_Р.макс = \П |f = 1^2.42.2.8= 15,37 А,

откуда

0,5-15,37 -щ- = 42,4 мкГн.

При введении такой индуктивности скорость нарастания напря­жения будет поддерживаться в допустимых пределах. Следует до­бавить, что в действительности как выключение, так и включение тиристора требуют определенного времени, поэтому расчеты дают, как правило, завышенные значения du/dt. Вот почему обычно вво­дят поправочный коэффициент от 0,5 до 0,9 в зависимости от типа тиристора.