книги из ГПНТБ / Белопольский, И. И. Стабилизаторы низких и милливольтовых напряжений

сложность схемы, обусловленная увеличенным количест­ вом входящих в нее элементов.

Магнитно-транзисторные стабилизаторы целесооб­ разно применять для получения низких напряжений и больших токов (порядка десятков ампер) в тех случаях, когда к выходным параметрам стабилизаторов предъяв­ ляются высокие требования, а также при необходимости глубокой регулировки величины выходного напряжения.

Практические схемы и методы инженерного расчета

6. СРАВН ЕН И Е СТАБИЛ И ЗАТО РО В И РЕК О М ЕН Д А Ц И И П О И Х П РИ М ЕН ЕН И Ю

В предыдущих разделах данной главы были рассмотре­ ны основные свойства, достоинства и недостатки стаби­ лизаторов различных типов, предназначенных для полу­ чения низких напряжений.

Большое разнообразие и количество типов стабили­ заторов создает известные затруднения разработчикам аппаратуры электропитания при их выборе. Поэтому представляется целесообразным привести общие реко­ мендации по использованию существующих типов ста­ билизаторов. Однако не следует рассматривать эти ре­ комендации как обязательные во всех случаях. Оконча­ тельное решение о выборе того или иного типа стабилизатора следует принимать лишь после проведе­ ния сравнительных технико-экономических расчетов.

Область применения стабилизаторов того или иного типа зависит от многих факторов, основными из которых являются:

вид аппаратуры; частота тока питающей сети; выходное напряжение; мощность потребителя;

пульсации выходного напряжения; точность стабилизации в статическом и динамиче­

ском режимах.

Питание стационарной и перевозимой аппаратуры обычно осуществляется от сетей промышленной (50 гц) и повышенной (400 гц) частоты.

Для стационарной и перевозимой радиоэлектронной аппаратуры общего применения, построенной на полу­

39

проводниковых приборах и микросхемах, характерны следующие средние величины выходных параметров: напряжения — от 1 до 50 в, мощности — от 5 до 2 000 вт, пульсации — от 0,1 до 2 ,0%, статическая и динамическая нестабильность — от 0,5 до 2,0%'.

Рекомендуемые типы стабилизированных источников низкого напряжения, обеспечивающих указанные выше значения выходных параметров, приведены в табл. 1.

При мощностях менее 1 000 вт и низком требуемом уровне помех следует применять транзисторные стабили­ заторы, регулируемые по цепям переменного напряже­ ния.

При 100%-ном сбросе нагрузки динамическая неста­ бильность дроссельных и тиристорных стабилизаторов доходит до 20—30%', что требует принятия определенных мер, улучшающих качество работы стабилизатора.

Для получения малых выходных пульсаций в ряде случаев целесообразно на выходе тиристорных, дрос­ сельных и стабилизаторов, регулируемых по цепям пе­ ременного тока, устанавливать конденсаторы повышен­ ной емкости. При значительных токах (За и более) и 100%-ном сбросе нагрузки целесообразно на выходе стабилизатора предусматривать так называемую под­ грузку (балластный резистор, шунтирующий нагрузку), рассчитанную иа ток, примерно равный 0,1/н.НОМПри

40

малых выходных напряжениях это не приводит к ощути­ мым потерям мощности, резко снижая, однако, динами­ ческую нестабильность выходного напряжения стабили­ затора.

При напряжениях менее одного вольта (т. е. напря­ жениях милливольтового диапазона) применение стаби­ лизаторов рассмотренных выше типов становится не всегда рациональным. Поэтому ниже рассматриваются схемы стабилизаторов, позволяющих получать милли­ вольтовые напряжения с высокими качественными ха­ рактеристиками.

Поскольку в стабилизированном выпрямителе ос­ новным исполнительным элементом согласно принятой в [Л. 1] классификации является выпрямитель, первона­ чально рассмотрим физические основы работы и инже­ нерные методы расчета низковольтных выпрямителей.

Г Л А В А В Т О Р А Я

АНАЛИЗ, ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ И МЕТОДИКА

ИНЖЕНЕРНОГО РАСЧЕТА НИЗКОВОЛЬТНЫХ ВЫПРЯМИТЕЛЕЙ

7. ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЕ ЗА М Е Ч А Н И Я

Отметим основные специфические особенности работы низковольтных выпрямителей.

При низких и особенно при милливольтовых напря­ жениях характерным является, как указывалось ранее, повышенное влияние внутренних сопротивлений элемен­ тов схем и нелинейности вольт-амперных характеристик вентилей, причем с уменьшением выпрямленного напря­ жения даже при работе на повышенных частотах пре­ имущественное влияние оказывают активные сопротив­ ления трансформатора, вентилей, соединительных прово­ дов и пр. Изменение выходного напряжения за счет индуктивностей рассеяния пренебрежимо мало и его можно не учитывать. Влияние реальных характеристик вентилей по сравнению с идеальными сводится к допол­ нительным потерям за счет нижнего участка характери­ стики и прямого сопротивления вентиля, а также к не­ обходимости учета их разброса.

41

При малых напряжениях и повышенных токах по­ требления, т. е. в выпрямителях с малым сопротивлением нагрузки роль внутренних активных сопротивлений рез­ ко возрастает, они становятся соизмеримыми, а иногда и превосходят сопротивление нагрузки.

При использовании многофазных схем выпрямления

[Л. 18], когда в отдельные промежутки времени в работе участвует (коммутирует) значительное число фаз транс­ форматора и вентилей. В то же время использование многофазных схем открывает возможность построения бесфильтровых выпрямителей, в частности без дроссель­ ных фильтров, поскольку в этом случае величина пуль­ сации уменьшается. Это предопределяет рассмотрение работы схем на активную нагрузку, что в свою очередь дает возможность показать с достаточной строгостью и в предельно простой форме сущность физических про­ цессов, позволяя выяснить ряд важных особенностей и режимов работы, характерных и при других более слож­ ных видах нагрузки.

Ниже рассмотрена физическая сущность работы низковольтных выпрямителей с учетом всех существен­ ных факторов, влияющих на их работу, даны анализ и метод расчета.

8. Ф И ЗИ ЧЕСКИ Е О С Н О ВЫ РАБОТЫ ВЫПРЯМИТЕЛЕЙ

СУЧЕТО М ВНУТРЕННИХ АКТИВНЫХ СОПРОТИВЛЕНИИ И НЕЛИНЕЙНОСТИ ВОЛЬТ-АМПЕРНЫ Х ХАРАКТЕРИСТИК ВЕНТИЛЕЙ

Учет параметров элементов оказывает существенное влияние при расчете процессов, происходящих в выпря­ мительных устройствах, и, как следствие этого, их ре­ жимных показателей: средних, действующих и ампли­ тудных значений токов и напряжений нагрузки, венти­ ля и фазы трансформатора; мощность, отдаваемую в нагрузку; мощности потерь в вентилях, трансформато­ ре и другие параметры.

Рассмотрим влияние внутренних активных сопротив­ лений г на процессы в выпрямителях с активной нагруз­

42

индуктивностей рассеяния трансформатора, способствую­ щих коммутационным состояниям схем, в многофазных выпрямителях указанного типа наблюдается явление ком­ мутации, обусловленное лишь внутренними активными сопротивлениями. Это приводит к усложнению процессов в схеме, изменению условий работы ее элементов и,

Рис. 18. Влияние внутренних активных сопротивлений на работу трехфазной лучевой схемы выпрямления при активной наѵрузке.

характеристика вентиля.

следовательно, к изменению режимных показателей вы­ прямителя по сравнению с идеальными схемами.

На рис. 18 приведены характеристики вентиля, ап­ проксимированные двумя линиями, схема замещения и формы токов и напряжений на примере трехфазного лучевого выпрямителя*. Огибающая фазных э. д. с. еі—е3, показанных на рис. 18,6 пунктиром, представ­

* Процессы в мостовых схемах принципиальных отличий не имеют.

43

ляет форму напряжения (тока) нагрузки для идеального выпрямителя (т. е. при г = 0) либо для реального выпря­ мителя при работе в режиме холостого хода (R = оо).

Сплошной линией на рис. 18,6 показана форма на­ пряжения (тока) при учете внутренних активных сопро­ тивлений г1 —ігз и некотором конечном значении R.

Принимаем следующие допущения. Фазные э. д. с. изменяются по синусоидальному закону. Соблюдается полная симметрия внутренних сопротивлений (/■і=г2= =-г3=г) и амплитудно-фазовая симметрия э. д. с. (ам­ плитуды э. д. с. равны, а фазы сдвинуты на 120°). Актив­ ное сопротивление г полагаем не зависящим от нагруз­ ки. Оно равно сумме сопротивлений: фазы трансформа­ тора гТр, прямого сопротивления вентиля гпр (рис. 18,г)

тили в схеме замещения (рис. 18,а ) — идеальными, об­ ладающими в открытом состоянии сопротивлением, рав­ ным нулю, а в закрытом — бесконечности (рис. 18,6). Тем самым такие вентили могут быть представлены как безынерционные ключи.

В качестве независимой переменной временных функ­

сек. Воспользуемся также сокращенным обозначением половины периода огибающей фазных э. д. с. в виде Ѳ—jt/m, где т — число импульсов воздействия на нагруз­ ку за период э. д. с., равное для лучевых схем числу фаз вторичной обмотки трансформатора.

Если в схеме замещения замкнуть ток по внутренним (охватывая э. д. с.) и внешним элементам, получим не­ зависимый замкнутый контур. Элементы нагрузки со­ ставляют внешнюю его часть (ветвь). Остальная (вну­ тренняя) часть контура, рассматриваемая по отношению к тем же выходным зажимам выпрямителя, представля­ ет собой внутреннюю независимую ветвь. В мостовых схемах одни и те же реальные элементы (фазы транс­ форматора, вентили и пр.) могут относиться к разным внутренним ветвям.

При принятых допущениях интервал повторяемости процессов на рис. 18,6, в содержит два'подынтервала:

подынтервал коммутации (1 ) и внекоммутационный подынтервал (0) одиночной, самостоятельной работы внутренних ветвей.

44

Рассмотрим процессы в каждом подынтервале. Предположим, что до момента Фі (рис. 18,ё) в подын­

тервале 0 открыт вентиль В2. Через него протекает ток

этот ток создает падение напряжения «,-(о)='П’о(о)- Тем са­ мым потенциал катодов вентилей определяется значени­ ем Но(о)=е2—п’о(о).

Вентиль будет открыт, если потенциал его анода больше потенциала катода, т. е. напряжение анод-— ка­ тод вентиля будет положительным. Из рис. 18,а видно, что анод закрытого вентиля, включенного в какую-либо ветвь, находится под потенциалом, равным значению э. д. с. той же ветви, поскольку падение напряжения на внутреннем сопротивлении в этом случае равно нулю.

Потенциал анода вентиля Ву до момента Фі определя­ ется э. д. с. еь значение которой до точки Б рис. 18,6 меньше потенциала его катода «о(о>, и вентиль Ві закрыт. Условие закрытия вентиля В3 также соблюдается, по­ скольку при том же потенциале катода потенциал анода В3, определяемый э. д. с. е3, меньше потенциала анода вентиля Ві. Тем самым получаем, что структура схемы, соответствующая подынтервалу 0, представляет собой замкнутый контур, содержащий одну (вторую) внутрен­

вентиля Ві проходит через нуль в сторону положитель­ ных значений не в момент Фо, соответствующий равенст­ ву фазных э. д. с. (точка А на рис. 18,6}, как это имеет место в идеальном выпрямителе (іг= 0), а в момент Фі, когда напряжение щ равно э. д. с. еі. В этот момент вентиль By откроется, и э. д. с. еу осуществляет питание нагрузки.

Аналогично вентиль В2 закроется не в момент йо, как в идеальной схеме, и не в момент і9т открытия вен­ тиля By, а позднее — в момент Фь поскольку в первой ветви также имеет место падение напряжения на вну­ треннем сопротивлении гу, и потенциал «ощ катода вен­ тиля В2 меньше э. д. с. е2. Напряжение анод — катод вентиля В2 станет равным нулю в сторону отрицатель­

45

Таким образом, в подынтервале 1 открыты оба вен­ тиля В і и В2 и в работе участвуют две э. д. с. еі и е2. Структура схемы, соответствующая подынтервалу 1, представляет-собой параллельное соединение двух (пер­ вой и второй) внутренних ветвей и ветви нагрузки.

Величина у определяет половину подынтервала ком­ мутации и называется углом коммутации. Здесь нагруз­ ку питают две э. д. с., изменяющиеся по синусоидально­ му закону. Известно, что сумма двух синусоид одинако­ вой частоты и амплитуды, сдвинутых по фазе на неко­ торый угол 2 а, дает по форме синусоиду той же частоты, сдвинутую по фазе к исходным синусоидам на угол а. Смежные фазные э. д. с. сдвинуты на угол 20 = 2л/ш. Следовательно, в подынтервале коммутации напряжение (ток) на нагрузке М(ол изменяется по синусоиде, сдвину­

э. д. с. еі и е2 и по времени совпадает с моментом пере­ сечения э. д. с. по огибающей. Вместе с тем по величине максимум будет находиться ниже точки А (рис. 18,6) за счет падения напряжения на сопротивлениях Ті и г2 и равен:

где у — половина угла коммутации; Дчакс— амплитуда э. д. с.

Начиная с момента Фь ток г'цщ) вентиля Ві нарастает, а ток г'в2(і) вентиля В2 спадает (рис. 18,в). В момент Аъ равенства э. д. с. е2 напряжению w0(i) вентиль В2 закры­ вается, его ток становится равным нулю, и через вентиль В1 проходит весь ток нагрузки. Далее до момента йз нагрузку питает только первая э. д. с., через вентиль,

изменяющееся по синусоидальному закону, меньше э. д. с. еі на величину падения напряжения на внутреннем со­ противлении.

Максимум Помакс(о) совпадает по времени с максиму­

Минимум напряжения (тока) нагрузки в том и дру­ гом подынтервале будет в момент начала или окомча-

46

По истечении подынтервала 0 в момент Вз открывает­ ся вентиль Вз, нагрузку питают первая и третья фазные э. д. с., процессы протекают так же, как было рассмо­ трено для промежутка Ві—В2.

Первый вентиль, открывшийся в момент Въ закрыва­ ется в момент Вч (рис. 18,6, в). Длительность открытого

Штриховыми линиями на рис. 18,6 показано обрат­ ное напряжение на вентиле В2 и прием его определения в соответствии с выражением (4). Линейная диаграмма обратного напряжения для этого случая представлена на рис. 19 с сохранением обозначений рис. 18.

Пульсация напряжения (тока) нагрузки, определяе­ мая как относительный размах, т. е. как разность между максимальным и минимальным значениями этого на­ пряжения, отнесенная к его среднему значению t/л, равна:

47

\

Подстановка выражений (2), (3) и (5') в (5) дает:

(6 )

Это выражение показывает, что с увеличением угла коммутации пульсация падает.

Из рассмотрения работы схемы следует, что учет внутренних активных сопротивлений приводит к потерям энергии и явлению коммутации. По сравнению с идеаль­ ными выпрямителями коммутация внутренних ветвей в реальной схеме вызывает следующее:

а) увеличивает длительность работы вентилей и фаз трансформатора на величину подынтервала коммутации;

вентилей и фаз.

Следует отметить, что указанное выше явление ком­

48