книги из ГПНТБ / Глазенко Т.А. Полупроводниковые преобразователи в электроприводах постоянного тока

1) при одинаковых частотах коммутации безразмерным парамет­ ром — относительной габаритной энергией дросселя

2) при различных частотах коммутации — удельной габаритной энергией, приходящейся на единицу выходной мощности преобразо­ вателя при 7 = 1 ,

Индуктивность дросселя в любой схеме ШИП может быть выра­ жена через безразмерную индуктивность L и величины, характери­ зующие силовую цепь (U или UK, / м ) , и динамические параметры ти­ ристоров кзаптв:

Полученные формулы показывают, что габариты и стоимость коммути­ рующих трансформаторов ШИП зависят от динамических свойств тиристоров ( & 3 а п т в ) и т и п а коммутирующего устройства, характери­ стиками которого являются коэффициент напряжения коммутирую­

2-4. Потери в стали коммутирующих дросселей

итрансформаторов

Расчет потерь в стали коммутирующих дросселей или трансформа­ торов является необходимой составной частью проектирования ком­ мутационной аппаратуры ШИП. Как уже отмечалось, дроссели ком­ мутирующих устройств подвергаются воздействию несинусоидальных напряжений импульсной формы с большой скважностью и часто ра­ ботают в условиях подмагничивания постоянной н. с. Поэтому не­ обходимо оценить степень влияния постоянной составляющей индук­ ции В0 на величину потерь в стали Рс т . Известные из литературы по этому вопросу сведения относятся к области сравнительно низких частот (50—400 гц). Л. А. Мозоляко были выполнены эксперименталь­ ные исследования по определению потерь в сердечниках из магнитно-

мягких материалов, работающих в диапазоне частот 400—2000 гц. В процессе испытаний измерялись потери в стали тороидальных сер­ дечников при постоянных значениях амплитуды переменной состав­

ние постоянной составляющей индукции вызывает заметный рост по­

торой частоте f завиеят лишь от амплитуды переменной составляющей индукции, причем с ростом частоты величина 5 0 к р увеличивается. Вследствие того что максимальная величина индукции Ви в коммути­ рующих трансформаторах, выбранная по условиям нагрева, значи­ тельно меньше Bs, а В0/Ви < 0,5, составляющая не превышает обычно 3—4 тл. Это позволяет при расчете потерь в стали не учитывать влия­

синусоидального питающего напряжения обычно пользуются соотно­

Рис. 2-24

тели степеней,_характеризующие марку магнитного материала и тол­ щину листа; / = flf6, Вт = Вт/Втб — относительные значения ча­

стоты и амплитуды индукции.

Если питающее трансформатор напряжение несинусоидально, то непосредственно воспользоваться формулой (2-33) нельзя. Известен способ расчета потерь РСТ при несинусоидальной форме напряжения, заключающийся в разложении кривой напряжения в ряд Фурье и в раздельном расчете потерь для каждой гармонической составляю­ щей с последующим их суммированием [15, 24]. Однако применение этого способа для импульсных форм питающего напряжения с от­ носительно большой скважностью затруднительно; объясняется это плохой сходимостью ряда Фурье при малых относительных продолжи-

нусоидальному напряжению, при котором амплитуда индукции Вт^ равна амплитуде пульсации индукции при воздействии напряжения несинусоидальной формы (рис. 2-22, б): Вт^ = АВм /2 = ( 5 м а к с —

— 5М И н)/2. При этом полагаем, что потери мощности в стали при дейст­ вии импульсного напряжения произвольной формы пропорциональны числу циклов перемагничивания /, а потери энергии в стали за один цикл (период переменного напряжения) wc.ц зависят лишь от формы импульса напряжения при условии, что Вт_ = const. Это допущение основано на экспериментальном исследовании потерь в стали для не­ которых магнитномягких материалов [37].

Ваттметровым методом с помощью электронного прибора Ф-530 измерялись потери мощности в сердечниках дросселей из холоднока­ таных сталей при воздействии периодических напряжений различной формы (рис. 2-24, а—ж).

Испытательная установка питалась синусоидальным напряжением или переменным напряжением прямоугольной формы. Схема форми­ рования напряжений различной формы и измерений потерь мощности и пульсаций магнитной индукции изображена на рис. 2-25. Относи­ тельная продолжительность импульсов напряжения (рис. 2-24, г—ж) изменялась пропусканием определенного числа периодов Tt питающего

величины, чтобы обеспечить одинаковые максимальные изменения индукции в сердечнике за полпериода 7\/2 при всех формах напря­ жений. При этих условиях перемагничивание сердечника происхо­ дило по установившемуся симметричному (рис. 2-24, а, б) или част-

и среднее значения и коэффициент формы приложенного к дросселю напряжения. Анализ результатов измерений потерь в стали показы­ вает следующее:

1. Потери в стали при синусоидальном питающем напряжении (рис. 2-24, а) и при полуволне косинусоиды той же частоты (рис. 2-24,е)

периодическим напряжением прямоугольной формы (рис. 2-24, б), обеспечивающим тот же размах пульсаций магнитной индукции в сер­ дечнике АВЫ = 2Вт.

3. Потери в стали при импульсах напряжения в виде полуволны

если АВи в обоих случаях одинаково.

4. Это же соотношение потерь наблюдается для случаев питания трансформатора импульсным прямоугольным напряжением с относи-

тельной продолжительностью у (рис. 2-24, ё) и прямоугольным непре­ рывным напряжением периода 7\ = Т (рис. 2-24, б).

Потери энергии за один цикл wc- „ пропорциональны площади ди­ намической петли гистерезиса, по которой перемагничивается мате­ риал сердечника (рис. 2-22, б). Последняя зависит от амплитуды пуль­

перемагничивания сердечника на фазовой плоскости с координатами

Фазовые траектории процессов перемагничивания сердечника при периодических питающих напряжениях различной формы приведены на рис. 2-24, а—г. Введем понятие средней фазовой скорости измене­ ния индукции

Числитель правой дроби представляет собой половину площади, ограниченную фазовой траекторией (рис. 2-24, в). Формула (2-34) мо­ жет быть преобразована, если учесть, что

При этом

Т/2

0

Таким образом, средняя фазовая скорость изменения индукции является функцией коэффициента формы кривой питающего трансфор­ матор напряжения. Заметим, что средние фазовые скорости изменения потокосцепления равны при формах питающего напряжения, изобра­ женных на рис. 2-24, а я е. Как показал эксперимент, для этих же случаев равны и потери мощности в стали сердечника. Это дает осно­ вание предположить, что при равных значениях амплитуды пульса­ ций магнитной индукции и различных формах питающего напряжения потери за один цикл перемагничивания определяются в основном сред­ ней фазовой скоростью (dBldf)$,cp. Будем считать, что при несину­ соидальном и синусоидальном напряжениях потери за один цикл перемагничивания wc. ц равны, если равны средние фазовые скорости и максимальный размах пульсаций индукции. Таким образом, мы ищем некоторое эквивалентное синусоидальное напряжение (и__, f 3 _ ) , при котором потери в стали за один цикл перемагничивания равны потерям при воздействии несинусоидального напряжения (и, f). Для

б) при прямоугольной форме импульсов

о

б) при прямоугольном напряжении

в форме полуволны косинусоиды

/ з . = / ( у і , 1 1 ) ^ = - ^ = / і ;

б) при прямоугольных импульсах

' - = " ( F T b r ) " = 0 ' 8 , T - 0 ' 8 " "

Потери в стали: а) при импульсах в форме полуволны косинусоиды

б) при прямоугольных импульсах

Результаты экспериментальной проверки полученных формул для потерь в стали приведены в табл. 2-2. Потери в сердечниках при воз­ действии напряжений в форме полуволны косинусоиды измерялись ваттметровым методом (рис. 2-25) и вычислялись по формуле (2-40). Кроме того, были рассчитаны удельные потери в стали при воздейст­ вии напряжения прямоугольной формы (рис. 2-24, б) с помощью формулы (2-41) для некоторых магнитномягких материалов по извест­ ным потерям при синусоидальном питающем напряжении [15]. Срав­ нение результатов расчета с экспериментально полученными данными в работе [24], приведенное в табл. 2-3, указывает на вполне удовлет­ ворительную точность метода.

Формула потерь в стали (2-41) позволяет установить влияние ча­ стоты и формы напряжения на коммутирующем дросселе на объем стали. Для этого, воспользовавшись (2-41) и (2-25), раскроем значе­ ние коэффициента потерь в стали:

* = p r ( y i , l l f a - ^ Y c ,

где Yc - удельный вес стали, и подставим в (2-30):

Таким образом, при постоянной габаритной энергии объем стали возрастает с увеличением частоты и коэффициента формы кривой напряжения, действующего на дросселе. Если под установленной или типовой мощностью дросселя Рт . д понимать мощность такого транс­ форматора, который работает в естественном режиме при синусоидаль­ ном напряжении и токе заданной частоты Д. (обычно / т = 50 или 400 гц), имеет перегрев тт .м и тот же объем тех же активных материа­

ле