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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


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


Fig.1 Schema de forţă a redresorului trifzat în punte cu elementele lui de protecţie.

Coala


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


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


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


Fig. 2. Forme de undă caracteristice convertorului trifazat în punte integral

comandată pentru α=28º, în regim de redresor.

Coala


Fig. 3. Forme de undă caracteristice convertorului trifazat în punte integral

comandată pentru β=15.9º, în regim de invertor.

Coala


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


Fig. 4. Caracteristica de reglare a redresorului comandat la mers în gol şi sub sarcină.

Fig.5. Caracteristica externe ale redresorului comandat.

Coala


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


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


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


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


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


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


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


Fig.6 Interconectarea dispozitivelor de comandă pe grilă pentru

convertoare statice de tip B6

Coala


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


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

Proiectarea Convertorului Static de Putere

Documents

Transcript of Proiectarea Convertorului Static de Putere