3.Расчет аварийных режимов

При расчетах аварийных режимов принимаются следующие допущения:

1. все индуктивные и активные сопротивления схемы замещения линейные;

2. трехфазная система сети симметрична, э.д.с. синусоидальны и неизменны по амплитуде ;

3. все тиристоры сохраняют управляемость за исключением повреждения;

4. не учитываются защитные цепи вентилей от перенапряжений;

5. схема выпрямления ― трехфазная мостовая.

3.1 Схема замещения

На рисунке 3.1 представлена схема тиристорного преобразователя с высоковольтным вводом. Расчет параметров схемы замещения производится с учетом рекомендаций к определению переходных сопротивлений.

3.2 Расчет реактансов схемы замещения

Расчет реактансов трансформатора ТСЗП 1000 10УЗ

Активное сопротивление вторичной обмотки фазной обмотки

,

Полное сопротивление трансформатора

,

Индуктивное сопротивление трансформатора

Результаты расчета приведены в таблице 3.2

Расчет реактансов питающей сети

Мощность КЗ на входе групповых трансформаторов типа ТСЗП 1000

Составляет не менее 300 МВА. Это позволяет рассчитать реактансы сети.

Реактансы питающей сети

,

,

где S_êcñ ― мощность короткого замыкания сети, Вт;

Т― постоянная времени первой полуволны апериодического процесса превышает 50 мс

Ѡ ― круговая частота питающей сети, с^-1.

Приведенные параметры с учетом коэффициента трансформации

,

,

Результаты расчета приведены в таблице 3.2

Параметры силового тиристора

Согласно[6] силовой тиристор Т253-1250 имеет следующие значения параметров:

- пороговое напряжение U_T(TO) = 0,95 В;

- динамическое сопротивление в открытом состоянии r_T = 0,2 мОм;

- ударный неповторяющийся ток в открытом состоянии при T_jm = 25°C I_TSM = 30 кА.

Параметры двигателя постоянного тока

Параметры двигателя постоянного тока типа П152-2К

- номинальное напряжение U_ӱ = 660 B;

- номинальный ток якоря I_ӱ = 653 A;

- предельно допустимая скорость ï_i – 1000 об/мин;

- число пар полюсов р = 2.

Индуктивность якоря двигателя определяется

,

Где к=0,2 – для компенсированных машин постоянного тока. Тогда индуктивное сопротивление якоря двигателя

,

Результат расчета приведен в таблице 3.2

Параметры выключателей

Параметры реактансов выключателей QF1-3 – на один полюс на основе ТУ 16-641.020-84 составляют

Параметры выключателей QF1, QF2 – выключатель автоматический, быстродействующий типа ВА 5735-340010 160/800А 660В/50Гц УХЛЗ:

- номинальный рабочий ток 800 А;

- номинальное напряжение 660 В;

- реактанс на один полюс

R_QF1,2 = 0.4 мОм,

X_QF1,2 = 0.12 мОм.

Параметры выключателя QF3 – выключатель автоматический, быстродействующий, постоянного тока типа ВА99-39-831830-20 УХЛЗ:

- номинальный рабочий ток 12,5-1600 А;

- номинальное напряжение до 690 В;

-реактанс на один полюс.

Реактансы реактора

Индуктивность реактора

Расчет реактансов ошиновки, питающих и кабельных линий

На стороне переменного тока. Сечение выбирается по допустимому току.

где к=0,6 — поправочный коэффициент при t=50C.

На стороне постоянного тока. Сечение выбирается по допустимому току.

Активное сопротивление

где — длина линии, м;

S — сечение линии, l

— удельная проводимость(для меди = 53м /Ом м ).

С учетом температуры нагрева

где — температурный коэффициент ( — 0.004°С - 1).

где среднегеометрическое расстояние между шинами, мм.

=32.76 мм,

= 6,18 мм,

Мгновенное значение ЭДС определяется

При наличии быстродействующей электронной защиты , обеспечивающей блокировку импульсов управления, аварийный процесс прекращается, когда токи проводящих тиристоров упадут до нуля.

3.4 Исследование уставок защиты по управляющему электроду для внешнего

короткого замыкания

Рассматривается случай глухого внешнего замы каня КЗ наступает когда ток проводять тиристоры плеч 1 и 2 и поступает управляющий импульс на тиристор плеча 3. Наиболее характерным режимом реверсивных преобразователей может быть вариант глухого внешнего короткого замыкания, при отсутствии сглаживающего реактора при отсутствии какого-либо коммутационного апарата на стороне постоянного тока на виходе КТЭ. Расчетная схема замещения приведена на рис.3.10

Мгновенное значение фазных эдс описываеться уравнениями

е_в= E _mô ∙ sin (ωt + ) _, (3.27)

е_с= Е_mô∙ sin (ωt + ), (3.28)

Дифференциальное уравнение процесса внешнего короткого замыкания имеет вид (3.27),(3.28)

L_∑ (d _іêç / d t) + R_∑ L_KÇ = α, (3.29)

L _Σ ( d _{i ê ç} / d t) +R _Σ L _KÇ =E _mo ·sin ( ωt + ), (3.30)

Сопротивление контура КЗ

R _Σ=2· (R _c + R _TV1 + R _{Q F1} + R _TV2 + R _l2 +R _{Q F2} +R _{L p} +r _T ) + R_l4 +R_QF3, (3.25)

Х _Σ = 2· ( Х _е +Х_TV1 +Х _{Q F1}+ Х _TV2+ Х _l2+ Х _{Q F2} +Х _{L p}) +R _l4 + R _{Q F 3}, (3.26)

R _Σ =8.5 мОм,

Х_Σ=36.5 мОм,

В момент достижения током короткого замыкания уставки срабатывания герконового датчика токовой защиты выдается команда на блокировку импульсов управления.

SIMULINK -модель глухого внешнего короткого замыкания без системы защиты приведена на рисунках 3.12,3.13. Токи тиристоров, показанные на рисунке 3.14 ,позволяют определить ударный аварийный ток I_уд=15,8кА.

Следовательно,уставка системы защиты по управляющемущему електроду блокировки импульсов управления до 1-й коммутации и между 1-й и 2-й коммутациями соответственно должна быть

I _{ó ń ó l} ≤ 9êÀ,

9êÀ ≤ I_óńó2 ≤ 15.8êÀ ,

SIMULINK - модель внутреннего короткого замыкания с системой защиты по управляю щему електроду приведена на рисунке 3.15. Симуляция модели при условии блокировки импульсов упраления до 1-й коммутации дает диаграмму аварийных токов при условии блокировки импульсов управления между 1-й и 2-й коммутациями.

Кратность перегрузки по аварийному току

K_Ї = I _óńó / I _dí (3.33)

K_Ї = 9000 /800 = 11

4. РАСЧЕТ И ВЫБОР УСТРОЙСТВ ЗАЩИТЫ ОТ ПРЕНАПРЯЖЕНИЙ Основные виды перенапряжений ,воздействующих на силовые тиристоры:

- перенапряжения , обусловленные физическими процесами в тиристорах в моменты коммутации тока за счет эффекта носителей , так называемые внутренние коммутационные перенапряжения;

- внешние перенапряжения, поступающие из питающей сети, например, при отключениях питающего тиристора на холостом ходу.

4.1 Расчет защиты от внутренних перенапряжений

Исходные данные для расчета [6] ;

- тип силового тиристора Т 253 -1250;

- критическая скорость нарастания тока в открытом состоянии

;

- критическая скорость нарастания напряжения в закрытом состоянии

;

- величина заряда обратного восстановления Q _{r r} = 1200 мкКл ( не более) ;

время обратного восстановления t _rr= 35 мкс (не более) ;

класс тиристора 10;

- величина повторяющегося импульсного напряжения в закрытом состоянии

U_DRM = 1800 B;

- напряжение КЗ трехфазного сетевого реактора e_rr = 5.5 % с учетом

приведенного;

- приведенное напряжение КЗ сети e _kΣ = 6%,

Допустимые значения перенапряжений

где U_ëmax ― максимальное линейное амплитудное напряжение питающей сети, В;

K_{c ―} допустимое отклонение повышения напряжения питающей сети.

K_Ï =

При изменении направления тока в тиристоре возникают обратные токи, обусловленные временем рекомбинации носителей в базовой области, накопленнях в период проводящего состояния вентиля. С окончанием рекомбинации носителей, обрывается обратный ток, что при активно-индуктивной нагрузке приводит к появлению перенапряжений. Для снижения величины перенапряжений применяют RC-цепи, включаемые паралельно силовому тиристору. В момент закрытия тиристора обратный токи з цепи тиристора коммутируется в RC-цепочку.

Переходной процесс имеет колебательный характер , обусловленный параметрами контура схемы замещения. На рисунке 4.1 а и б предоставлены схемы замещения к рас чету переходного процесса при запирании силового тиристора первого плеча схемы выпрямления. На рискне 4.1 показана эквивалентная схема замещения в упрощенном виде.

Из рисунка 4.1 получим следующие соотношения

L' = 2 L _p, (4.2)

C" = +C = · C , (4.3)

R' = = · R. (4.4)

Из уравнений 4.2 – 4.4 следует

L_p = , (4.5)

C = · R' ( 4.6)

R = · R' (4.7)

Величина напряжения на запираю щем тиристоре

(4.8)

Собственная частота незатухающей и затухающей системы

(4.9)

ω₀₃ = ω₀ · ^², (4.10)

Волновое сопротивление

Z = , (4.11)

Наиболее неблагоприятный случай при угле γ + α ≈ ,.

Оптимальное значение вібора коєффициента затухання

=0.5+0.9, (4.12)

Эквивалентная индуктивность контура

L' = =0.271ìÀí,

Определяется di /dt в контуре коммутации

=

= =4,167A / ìêñ,

Величина заряда и время обратного восстановления определяются

Q_rr =Q^*_rr · Q _{rri ,}

T_rr = t^*_{rr ·} t _rri ,

где Q^*_rr = 1,15 t^*_rr =1.1[6].

Q_rr = 1.15·1200=1380ìêÊë ,

Величина обратного тока (амплитудное значение) через силовой тиристор в момент

его запирання

, (4.17)

I_RM = =71.7A,

Время, при котором ток достигает максимального значения

, (4.18)

∆t₁= =17ìêñ,

На рисунке 4.2 представлен переходной процесс тока через тиристор при его запирании. По расчетному значению K_Ï ,определяется значение емкости

(4.19)

Рисунок 4.2 —Переходной процесс тока через тиристор при его запирании

,

Ñ'= · 0.185 = 0.111ìêÔ ,

В устройстве защиты принимается ближайшая в стандартном ряде емкость с запасом

МБГЧ-1-1-1000В -0,5мкФ±10% ОЖО .462.141 ТУ.

Учитывая,что оптимальне значения коэффицента затухання

R'/2 ·0.5÷0.9 , то сумарное сопротивление определяется R' при известных L' и С'.

,

,

R= · 38.27 = 63,8 Îì,

Уточняется достаточность требований по dU_D /dt к выбранному тиристору при налички устройств защиты от перенапряжений в виде RC –цепей

(4.21)

·38.27 =159.5

Выбранная для тиристора Т253-1250 4-я группа [6] по dU_D /dt является достаточной для надежной работы в процессе эксплуатации, а также это утверждение касаеться dØ/dt и класса напряжения.

При всех перезарядах конденсатора RC- цепи, запасенная в нем энергия выделяется в резисторе

Q_c = (4.22)

Количество перезарядов за период равно числу коммутаций плеч схемы выпрямителя, тесть шести. На рисунке 4.3 представлена диаграмма коммутаций плеч схемы выпрямления при . При этом, в двух случаях за период конденсатор разряжается и заряжается на полном напряжении U_2ëmax, а остальных четырех коммутациях на половинке напряжения U_2ëmax/2.

Рисунок 4.3 – переходный процесс коммутации силовых тиристоров схемы выпрямления

Суммарная энергия в конденсаторе RC – цепи при перезаряде за период

, (4.23)

Мощность, выделяемая в резисторе при перезаряде конденсатора за период равна

, (4.24)

С другой стороны к выражению (4.23) следует добавить мощность потерь от синусоидального линейного напряжения

, (4.25)

Тогда суммарная мощность потерь составляет

, (4.26)

,

С учетом того, что выбран резистор типа С5-35, его допустимая нагрузка по мощности равна 0.7, согласно ОЖО 467.551 ТУ на резисторы.

Тогда необходимая мощность резистора

,

В устройстве защиты ставиться шесть резисторов типа С5-35В-15-22Ом 10% ОЖО 467.551 ТУ.

4.2 Расчет устройств защиты от внешних перенапряжений

Для защиты тиристорного преобразователя от внешних перенапряжений применяют варисторы в устройствах защиты. Это позволяет упростит схему защиты благодаря возможности эффективного поглощения энергии перенапряжений. Схема защиты представлена на рис.4.4.

При отключении трансформатора на холостом ходу выделяется энергия

,

Где - индуктивность намагничивания одной фазы трансформатора токе равном току холостого хода трансформатора, Гн;

- фазный ток ХХ трансформатора, А.

Рисунок 4.4 – Схема защиты от внешних перенапряжений

Величина I₀≤5%*I_Ô.

Величина индуктивности намагничивания

, (4.28)

, (4.29)

,

Серийно выпускаемые варисторы типа СМ2-2А обладает энергией рассеяния в разом импульсе до 300кДж. Уровень срабатывания варистора по напряжению не должен превышать неповторяющегося обратного напряжения U_RSM для силового тиристора не должен находиться несколько не повторяющего напряжения U_DRM

U_DRM<U_FU≤U_RSM, (4.30)

1800< U_FU≤1900В,

По ТУ на варисторе порог срабатывания варистора соответствует

U_FU(TO)=1.6* U_FU = 1830 B,

Принимая порог срабатывания варистора 1830 В, тогда номинальное напряжение варистора составит 1000 В. Для защиты от внешних перенапряжений выбирается варисторы включенные в треугольник на входе преобразователя (рис 4.4) типа СН2-2А-1000В 10% и предохранители типа ПБ6-39, ток плавкой вставки которых 5 А[7].

5. Расчет энергетических показателей и характеристик.

5.1 Внешняя характеристика

Производиться уточненный расчет с учетом, что U_2ë = 660 В. С учетом реактансов сети и преобразователя

,

где - суммарное сопротивление со стороны переменного тока;

- суммарное активное сопротивление со стороны переменного тока;

– активное сопротивление шин и кабеля со стороны переменного тока;

- угол коммутации при = 0.

, (5.2)

,

Тогда номинальный уточненный угол из (5.1)

, (5.3)

,

,

,

,

.

На основе полученных расчетов строим внешнюю характеристику преобразователя (рис.5.1).

Рисунок 5.1 – Внешняя характеристика преобразователя (а_н = 26 )

5.2 Коэффициент мощности

Коэффициент мощности – это отношение активной мощности к полной и определяется при номинальных параметрах преобразователя.

С учетом несинусоидального переменного тока коэффициент мощности

,

Где Р – активная мощность, Вт;

S – полная мощность, Вт;

- коэффициент искажения;

– угол сдвига между первыми гармониками напряжения и тока питающей сеты, град.эл.

Коэффициент искажения для шестипульсных схем выпрямления определяется

,

где - угол коммутации, град. эл.;

- угол регулирования, равный 26 эл.

Угол сдвига между первыми гармониками напряжения и тока на режимах сетевого реактора определяется из выражения (5.6)

,

Где - угол между электродвижущей силой и первой гармоникой напряжения питающей сети, эл.

Угол коммутации рассчитывается

,

Где - суммарная величина реактансов КТЭ, равная 36,5 мОм.

,

Угол между электродвижущей силой и первой гармоникой напряжения тающей сети находиться из выражения (5.8)

, (5.8)

, (5.9)

, (5.10)

, (5.11)

Где - действующее значение ЭДС, В;

- действующее значение напряжения, В;

– действующее значение тока, А;

- реактанс сети, Ом.

A;

B,

,

Тогда угол сдвига между первыми гармониками напряжения и тока на жимах сетевого реактора

,

Коэффициент искажения для импульсных схем выпрямления

,

По полученным расчетным значениям определяется коэффициент мощности при условия компенсатора реактивной мощности:

,

С учетом установленной конденсаторной установки ВК-Т-95

X = 0.96

5.3 коэффициент полезного действия является одним из основных показателей проектируемого изделия и определяется согласно

, (5.12)

Где - номинальная мощность на выходе преобразователя, Вт;

- среднее значение мощности потерь при номинальных режиме режиме работы, Вт;

Номинальная мощность на выходе преобразователя рассчитывается по формуле (5.13)

(5.13)

Где – заданный выпрямленный ток на выходе преобразователя, А;

- необходимое номинальное напряжение тиристорного преобразователя, В.

,

Среденее значение мощности потерь при номинальном режиме работы рассчитывается

(5.14)

Где - потери в сетевом реакторе, Вт;

- потери в силовых тиристорах, Вт;

- потери в коммутационных аппаратах, Вт;

- потери в соединителях ошиновке, Вт;

- потери в защитной RC-цепи, Вт;

- потери охлаждения, Вт;

Потери в сетевом реакторе находятся из выражения

(5.15)

Где I_Ô – фазный ток, А;

– сопротивление реактора, Ом.

,

Потери в силовых тиристорах находятся по формуле (5.16)

(5.16)

Где n – количество силовых силовых тиристоров, равное для реверсивного преобразователя 12.

Потери в коммутационных аппаратах определяются из выражения

(5.17)

Где – реактанс выключателя, Ом

Потери в соединительной ошиновке рассчитываются

, (5.18)

Где - реактанс линии L₃, Ом;

- реактанс линии L₄, Ом.

,

Потери в защитной RC – цепи рассчитаны в главе 4 и равны 8.7 Вт. Тогда среднее значение мощности потерь в тиристорном преобразователе при номинальном режиме работы составит

Коэффициент полезного действия определяется после подстановки в нее полученных расчетных значений

n=554.4/564.9=0.98