Если у вас возникли сложности с курсовой, контрольной, дипломной, рефератом, отчетом по практике, научно-исследовательской и любой другой работой - мы готовы помочь.
Предоплата всего
Подписываем
Курсовой проект
по дисциплине:
«Судовые энергетические полупроводниковые преобразователи»
на тему: «Зависимый преобразователь переменного напряжения в постоянное».
Вариант №1
Студент: Адукевич А.В.
Группа: 1433
Преподаватель: Черевко А.И.
Северодвинск
2008 г.
Задание на проектирование ………………………………………….……3
Выбор силового трансформатора …………………………………....……7
Расчёт силового трансформатора ……………………………….…..….…8
Определение основных электрических величин ………………………...8
Расчёт основных размеров …………………………………………….…..8
Расчёт обмотки низшего напряжения ……………………………….……11
Расчёт обмотки высшего напряжения …………………………….……...13
Расчёт параметров короткого замыкания……………………………….. 15
Расчёт магнитной системы трансформатора………………….…...……. 17
Расчёт потерь холостого хода………………………………..…………... 18
Расчёт тока холостого хода…………………………………...…………... 20
Расчёт КПД трансформатора …………………………………………...... 20
Выбор вентилей………………………………………………..………….. 21
Выбор автоматических выключателей и расчёт RC – цепей………...…. 22
Расчёт параметров выходного фильтра …………………………............. 23
Функциональная схема и принцип работы СУ …………………….….....24
Принципиальная схема СУ ……………………………………...........…...25
Расчёт и выбор элементов схемы СУ…………………………..….….…. 26
Расчёт генератора импульсов высокой частоты ………………….…..….27
Расчёт и выбор элементов устройства синхронизации ….…….....…..…27
Выбор элементов формирователя импульсов……………………..….… 28
Выбор и расчёт элементов усилителей мощности импульсов …..…...…29
Требования к блоку питания системы управления……….………..…… 30
Судовые энергетические полупроводниковые преобразователи.
Ф. И. О.: Адукевич Артем Владимирович
группа: 1433
Тема: зависимый преобразователь переменного напряжения в постоянное.
Технические данные:
Основные:
напряжения на входе UBX = 220 B
диапазон изменения напряжения ΔUВХ = (+10;-15) %
число фаз m=3
-частота f = 50Гц
тип силовой схемы трёхфазная нулевая
максимальное выпрямленное напряжение Ud max= 133 В
диапазон изменения выпрямленного напряжения ΔUd = 60 %
максимальный выпрямленный ток Id max = 40 A
минимальный выпрямленный ток Id min = 5 A
Дополнительные:
-преимущественный технико-экономический показатель:
экономичность в эксплуатации
Полупроводниковые выпрямительные агрегаты нашли широкое применение в различных областях промышленности, на железнодо рожном транспорте, судах, самолетах и т. д. Они используются для питания процессов электролиза в цветной металлургии и химиче ской промышленности; для питания системы электропривода посто янного тока различного назначения и мощности; для возбуждения крупных электрических генераторов.
Производство и распределение электрической энергии в основном осуществляется на переменном токе. В то же время из всей выра батываемой электроэнергии более 30% потребляется в виде посто янного тока. Это связано с тем, что часть потребителей может ра ботать только на постоянном токе. Другая часть потребителей име ет на постоянном токе лучшие характеристики и параметры.
Для преобразования переменного тока в постоянный в настоящее время почти исключительно применяются полупроводниковые преоб разователи электрической энергии - выпрямители.
Значительный прогресс в преобразовательной технике связан с созданием силовых полупроводниковых вентилей. Высокие электри ческие параметры, малые габариты и масса, простота конструкции и обслуживания, высокая эксплутационная надежность полупровод никовых вентилей позволяет широко использовать их в схемах пре образования переменного тока в постоянный.
Силовые кремниевые диоды и тиристоры отечественного произ водства обеспечивают параметры по току 10 – 1250 А и напряже нию до единиц киловольт.
Рабочие параметры вентилей остаются стабильными при температу рах до 125 - 140°С.
Возможности преобразователей существенно расширяются с разра боткой и использованием тиристоров. Тиристорные выпрямители обеспечивают глубокое изменение выходных параметров в любом требуемом диапазоне; обладают высоким быстродействием и точно стью автоматического регулирования; позволяет переводить преобра зователь в инверторный режим и тем самым обеспечивать рекупе рацию электроэнергии в сеть.
Указанные качества тиристорных преобразователей делают их весьма перспективными устройствами для питания систем электроприводов постоянного тока с плавным регулированием частоты вращения в широком диапазоне, для возбуждения крупных электри ческих генераторов и других целей.
2. Состав управляемого выпрямителя
Функциональная схема управляемого выпрямителя (рис. 1), состоит из 2-х частей - силовой и информационной. Силовая часть осуществляет преобразование переменно го напряжения в постоянное и содержит:
К информационной части относится система управления и регулирования (СУР), предназначена для генерирования и формирования управляющих импульсов определённой формы и длительности, распределения их по фазам и изменения момента их подачи на управляющие электроды вентилей. Так же в состав выпрямителя входят другие устройства и блоки - питания (БП), защиты (ЭЗ), сигнализации (БС) и диагностики (БД).
Кроме перечисленных устройств в состав выпрямительного агрегата входит система охлаждения, предназначенная для обеспечения требуемого теплового режима полу проводниковых вентилей, а также некоторые другие элементы функционального на значения, связанные с конкретными условиями работы выпрямителя.
3. Разработка принципиальной схемы силовой части
Силовая часть состоит из силового трансформатора, вентильного блока, элементов защиты (коммутационных аппаратов) и сглаживающего фильтра. Схема выпрямления трёхфазная нулевая, к выходу которой будет подключаться активная нагрузка. Однотактный выпрямитель состоит из трёхфазного трансформатора с обмотками, соединёнными по схеме «звезда – звезда», обеспечивающего развязку выпрямителя с сетью и согласование напряжений; блока вентилей VS1, VS2, VS3 (управляемые вентили – тиристоры). Вентили, пропускающие ток VS1,VS2, VS3 соединены между собой параллельно и нагрузкой последовательно (рис. 2).
Для защиты от токов короткого замыкания служат автоматические выключатели, выполненные в одном корпусе с коммутирующими аппаратами. Для защиты вентилей от перенапряжений в момент коммутации применяются защитные RC – цепочки (рис. 3). Для сглаживания выпрямленного напряжения применяется LC – фильтр (рис. 4).
Рис. 3 Тиристор с защитными RC – цепями Рис. 4 Сглаживающий Г – образный
LC – фильтр
4. Расчёт параметров и выбор оборудования
4.1. Выбор силового трансформатора.
Выбор силового трансформатора производится по типовой мощности, напряжению первичной обмотки, току и напряжению вторичной обмотки. Эти параметры определяются по соответствующим параметрам нагрузки Ud, Id max, Uвх.
Действующее значение напряжения вторичной обмотки трансформатора:
где ΔUx = (0,05 ÷ 0,2) В – коэффициент, учитывающий падение напряжения на индуктивности трансформатора;
ΔU = 2 В – падение напряжения на открытых вентилях;
ΔUс = 0,55 В – относительное изменение входного напряжения.
Принимая во внимание изменение напряжения сети:
αmin = (5 ÷ 10)0 – минимальный угол управления.
Типовая мощность трансформатора:
.
По полученным данным выбираем трансформатор с номинальной мощностью 10 кВА (ГОСТ 9680-77), имеющий по ГОСТ 12022-76 следующие параметры:
Полная мощность: S = 10 кВА;
Частота питающей сети: f = 50 Гц;
Число фаз: m = 3;
Напряжение обмотки высокого напряжения (ВН): U1 = 220 В;
Напряжение обмотки низкого напряжения (НН): U2 = 109 В;
Напряжение короткого замыкания: Uк = 4,5 %;
Потери короткого замыкания: Pк = 320 Вт;
Ток холостого хода: i0 = 2,8 %;
Потери холостого хода: Рх = 115 Вт.
Трансформатор сухой, с естественным воздушным охлаждением.
4.2. Расчёт силового трансформатора
4.2.1. Определение основных электрических величин.
Мощность одной фазы: .
Мощность обмоток одного стержня: , где с = 3 число стержней магнитной системы.
Номинальный ток обмотки ВН: .
Номинальный ток обмотки НН: .
Коэффициент трансформации: .
4.2.2. Расчёт основных размеров.
Трансформатор имеет трёхфазный стержневой сердечник, собираемый в переплёт из пластин электротехнической холоднокатаной анизотропной тонколистовой стали, марки 3405 по ГОСТ 21427.1-83, поставляемой в рулонах. Толщина стали – 0.30 мм, стыки косые. В сечении стержня 6 ступеней, в сечении ярма 5 ступеней.
Изоляционные расстояния (табл. 4.15., 4.16., (1)):
Ширина канала между обмоткой НН и стержнем a01 = 14 мм;
Размер канала между обмотками НН и ВН а12 = 15 мм;
Радиальный размер канала между обмотками ВН и НН а22 = 10 мм;
Расстояние от краёв обмотки до ярма сверху и снизу l01 = 30 мм;
Изоляция между обмоткой НН и стержнем δ01 = 2,5 мм;
Изоляция между обмотками НН и ВН δ12 = 2,5 мм.
Ширина приведённого канала рассеяния трансформатора:
, где ;
k = 0,76 – коэффициент, выбираемый в зависимости от мощности трансформатора, металла обмоток, напряжения обмотки ВН и потерь короткого замыкания.
ар = 1,5 + 1,03 = 2,53 см = 0,0253 м.
Активная составляющая напряжения короткого замыкания:
.
Реактивная составляющая напряжения короткого замыкания:
.
Bc = 1,56 Тл – индукция в стержне (по табл.);
kя = 1,02 – коэффициент усиления ярма.
Индукция в ярме:
.
Коэффициент заполнения активным сечением стали площади круга, описанного около сечения стержня, kc зависит от выбора числа ступеней в сечении стержня, способа прессовки и размеров охлаждающих каналов, толщины листов стали и вида между листовой изоляции. Общий коэффициент заполнения равен:
kc = kкр · kз = 0,915 · 0,955 = 0,874 ,
kкр = 0,915 – коэффициент заполнения круга (по табл.);
kз = 0,955 – коэффициент заполнения (межлистовая изоляция, жаростойкое покрытие с однократной лакировкой) (по табл.).
Удельные потери в стали 3405 при частоте 50 Гц и индукции 1,56 Тл определяем (по табл.);
рс = 1,074 Вт/кг – потери в стержне;
ря = 1,020 Вт/кг – потери в ярме.
Определяем удельную намагничивающую мощность (по табл.);
qc = 1,383 ВА/кг – в стержне;
qя = 1,232 ВА/кг – в ярме.
β = 1,8 – по таблице определим значение коэффициента β, который определяет соотношение между шириной и высотой трансформатора.
Для выбранного β рассчитаем основные размеры трансформатора. Определим диаметр стержня:
,
здесь kp – коэффициент Роговского.
d = 0,08 м – ближайшее значение из нормализованной шкалы диаметров (по табл.).
Средний диаметр канала между обмотками:
,
a = 1,65 – коэффициент, зависящий от мощности и класса напряжения, от принятого уровня потерь короткого замыкания и металла обмоток; для трансформаторов мощностью 10 – 160 кВА с применением холоднокатаной стали, с медными обмотками.
Высота обмотки трансформатора:
.
Высота стержня трансформатора:
Расстояние между осями стержней:
,
b = 0,26 – коэффициент для трансформаторов мощностью от 10 до 160 кВА, класса напряжения 0,5 кВ.
4.2.3. Расчёт обмотки низшего напряжения (НН).
Электродвижущая сила одного витка:
,
Активное сечение стержня:
,
Пфс = 0,00823 м2 – полная площадь сечения стержня ступенчатой формы для диаметра d = 0,08 м (по табл.).
Число витков обмотки НН на фазу:
,
Действительное напряжение одного витка:
.
Действительная индукция в стержне:
.
Средняя плотность тока в обмотках:
;
kд = 0,97 – коэффициент, учитывающий добавочные потери в обмотках, потери в отводах и других металлических конструкциях от гистерезиса и вихревых токов (по табл.).
Выбираем конструкцию однослойной цилиндрической обмотки из прямоугольного провода ПСДК.
Число витков в одном слое:
ωсл = ω2 = 40 витков.
Ориентировочный осевой размер витка (высота витка):
.
Ориентировочное сечение витка обмотки НН:
.
По полученным значениям hв1 и Пнн’ по сортаменту обмоточного провода для трансформаторов подбираем провода (по табл.). Выбираем прямоугольные медные провода с параметрами:
а = 2,6 мм; b = 4 мм – размеры шин без изоляции;
а` = 3,1 мм; b` = 4,5 мм – размеры шин с изоляцией;
Пнн = 10,4 мм2 – сечение витка.
Плотность тока в ответвлениях обмотки НН:
.
hв1 = a` = 3,1 мм – осевой размер витка.
Осевой размер обмотки:
l1 = hв1 · (ωсл + 1) = 3,1· (40+1) = 127,1 мм.
а1 = b` = 4,5 мм – радиальный размер обмотки.
Внутренний диаметр обмотки:
D1` = d + 2a01 = 80 + 2 · 14 = 108 мм.
Наружный диаметр обмотки НН:
D1`` = D1` + 2 а1 = 108 + 2 · 4,5 = 117 мм.
Вес металла обмотки НН:
,
Средний диаметр обмотки НН
.
Увеличение массы провода за счёт изоляции марки ПСДК (толщина изоляции на две стороны по 0,5 мм) по таблице: 1,5 · 2 = 3%.
Вес провода обмотки:
.
Приближённая длина обмотки НН:
.
γмеди = 8,9 кг/дм3 – плотность меди.
Активные сопротивления отводов обмотки НН:
,
ρ = 0,0242 – удельное электрическое сопротивление металла обмоток при 1150С.
4.2.4. Расчёт обмотки высшего напряжения (ВН).
Число витков, необходимое для получения номинального напряжения:
;
Ориентировочная плотность тока в обмотке ВН:
.
Ориентировочное сечение витка обмотки ВН:
.
Выберем конструкцию многослойной цилиндрической обмотки из медных круглых проводов марки ПСДК (по табл.):
dпр = 2,6 мм – диаметр провода без изоляции;
d`пр = 3 мм – диаметр провода с изоляцией;
Пвн = 5,4 мм2 – сечение витка обмотки.
Плотность тока в обмотке ВН:
.
Число витков в одном слое обмотки ВН:
,
l2 = l1 = 127,1 мм – осевой размер обмотки ВН;
Число слоёв в обмотке:
;
Рабочее напряжение двух слоёв:
.
Принимаем межслойную изоляцию из 2 слоёв кабельной бумаги толщиной , выступ межслойной изоляции на торцах обмотки (на одну сторону) = 10 мм.
Радиальный размер обмотки ВН:
.
Внутренний диаметр обмотки ВН:
.
Наружный диаметр обмотки ВН:
.
Вес металла обмотки ВН:
,
Средний диаметр обмотки НН:
.
Увеличение массы провода за счёт изоляции марки ПСДК (толщина изоляции на две стороны по 0,5 мм) по таблице : 1,5 · 2,1 = 3,15%.
Вес провода обмотки:
.
Вес металла в ответвлении обмотки НН при длине этого ответвления равной четырёхкратной высоте обмотки:
Длина ответвления:
;
Приближённая длина обмотки ВН:
,
γмеди = 8,9 кг/дм3 – плотность меди.
Активное сопротивление отвода обмотки ВН:
,
ρ = 0,0242 – удельное электрическое сопротивление металла обмоток при 1150С.
Общий вес металла обмоток НН и ВН:
.
4.2.5. Расчёт параметров короткого замыкания.
Электрические потери в обмотке НН:
,
где 2,4 – коэффициент для меди при температуре 750С.
Электрические потери в обмотке ВН:
.
Добавочные потери в обмотке НН:
Определение добавочных потерь сводится к расчёту коэффициента увеличения основных электрических потерь обмотки – , этот коэффициент для обмотки из прямоугольного провода рассчитывается по формуле:
,
– число проводников обмотки в направлении, параллельном направлению линий магнитной индукции поля рассеяния;
kp – коэффициент приведения поля рассеяния;
n = 1 – число проводников обмотки в направлении, перпендикулярном направлению линий магнитной индукции поля рассеяния.
Добавочные потери в обмотке ВН (аналогично обмотке НН). Для круглого провода формула имеет вид:
,
– число проводников обмотки в направлении, параллельном направлению линий магнитной индукции поля рассеяния.
Полные потери короткого замыкания:
.
Определение коэффициента Роговского:
,
.
Расчёт напряжения короткого замыкания:
Активная составляющая:
;
Реактивная составляющая:
.
.
Напряжение короткого замыкания:
.
Активное сопротивление короткого замыкания:
.
Реактивное сопротивление короткого замыкания:
.
Полное сопротивление короткого замыкания:
.
4.2.6. Расчёт магнитной системы трансформатора.
Трёхфазный стержневой сердечник плоской магнитной системы, собираемый в переплёт из пластин холоднокатаной текстурированой стали, имеет 4 косых стыка и 2 прямых. В сечении стержня 6 ступеней, в сечении ярма 5 ступеней (объединяются два последних пакета).
Сечение пакетов в половине сечения стержня (по табл.):
40·6+65·7+85·6+95·6+105·16+120·18=5615 мм2.
Общая толщина пакетов в половине сечения стержня:
6+7+6+6+16+18=59 мм.
Полное сечение стержня:
Пфс = 2·5615 = 11230 мм2.
Пс = 10700 мм2 – активное сечение стержня.
Сечение пакетов в половине сечения ярма:
(40+65)7+85·6+95·6+105·16+120·18=5655 мм2.
Полное сечение ярма:
Пфя = 2·5655 = 11310 мм2.
Активное сечение стержня:
Пя = Пфя · kз = 11310·0,955 = 10801 мм2.
Высота ярма прямоугольного сечения:
,
kя = 1,3 – коэффициент, учитывающий увеличение площади поперечного сечения ярма по отношению к площади поперечного сечения стержня.
bпс – толщина пакетов для магнитной системы без прессующих пластин с прессовкой стержня обмоткой без бандажей, равняется общей толщине пакетов в половине сечения стержня.
Длина стержня:
.
Расстояние между осями соседних стержней:
.
Масса стали угла при многоступенчатой форме сечения ярма:
,
γcт = 9,65 кг/дм3 – плотность холоднокатаной стали;
Vy = 1194 см3 – объём угла (по табл.).
Масса стали стержней при многоступенчатой форме сечения ярма:
Gc = Gc` + Gc``, где Gc` - масса стали стержней в пределах окна магнитной системы;
,
с = 3 – число стержней трансформатора;
Масса стали в местах стыка пакетов стержня и ярма:
,
а1я =12 см – ширина крайней пластины ярма;
.
Масса стали ярм:
Gя = Gя` + Gя`` ;
Масса частей, заключённых между осями крайних стержней:
,
С= 3 – число стержней трансформатора;
с=26,4 см – расстояние между осями соседних стержней;
Масса стали в частях ярм общих со стержнем
;
.
Полная масса стали плоской магнитной системы трансформатора:
.
4.2.7. Расчёт потерь холостого хода.
Сердечник набирается из электротехнической тонколистовой рулонной холоднокатаной текстурированной стали, марки 3405 – 0,30 мм по ГОСТ 21427-83.
Индукция в стержне:
.
Индукция в ярме:
.
Индукция в зазоре:
.
Удельные потери в зазоре (по табл.):
pз = 0,518 Вт/кг.
Для стали 3405 – 0,30 мм при наличии отжига принимаем коэффициенты:
kпя = 1 – коэффициент увеличения потерь, зависящий от формы сечения ярма;
kпш = 1,01 – коэффициент, учитывающий перешихтовку верхнего ярма;
kпп = 1,03 – коэффициент, учитывающий прессовку магнитной системы;
kпу = 10,64 – коэффициент, учитывающий форму сечения ярма;
kпр = 1,05 – коэффициент, учитывающий влияние продольной резки полосы рулона на пластины;
kпз = 1,0 – коэффициент, учитывающий влияние срезания заусениц.
Потери холостого хода:
.
Удельные намагничивающие мощности в зазоре при Bз = 1,103 Тл (по табл.):
qз = 0,633 Вт/кг.
Для стали 3405 – 0,30 мм при наличии отжига принимаем коэффициенты:
kтя = 1 – коэффициент, зависящий от формы сечения ярма;
kтш = 1,01 – коэффициент, учитывающий перешихтовку верхнего ярма;
kтп = 1,045 – коэффициент, учитывающий прессовку магнитной системы;
kту = 9,9 – коэффициент, учитывающий форму сечения ярма;
kтр = 1,18 – коэффициент, учитывающий влияние продольной резки полосы рулона на пластины;
kтз = 1,0 – коэффициент, учитывающий влияние срезания заусениц;
kт пл = 1,27 – коэффициент, учитывающий ширину пластин в углах магнитной системы (по табл.)
Намагничивающая мощность при холостом ходе:
.
4.2.8. Расчёт тока холостого хода.
Относительное значение тока холостого хода:
.
Активная составляющая тока холостого хода:
.
Реактивная составляющая тока холостого хода:
.
Ток холостого хода обмотки ВН:
;
;
.
4.2.9. Расчёт КПД трансформатора.
4.3. Выбор вентилей.
Основными параметрами для выбора вентилей являются средний прямой ток через вентиль Iпр и максимальное обратное напряжение Uобр max . При выборе учитываются коэффициенты, зависящие от амплитуды, формы, угла проводимости, частоты, а также технико-экономический показатель.
;
В соответствии с данными в выбираем коэффициенты:
m = 1 – число параллельных вентилей;
kдт = 1 – коэффициент деления тока по параллельным вентилям;
kβ = 0,7 – коэффициент, зависящий от угла проводимости и формы тока;
kг = 1 – коэффициент, зависящий от частоты;
ka = 4,8 – коэффициент, зависящий от амплитуды;
ΨI AV = (0,8 – 1) = 0,9 –технико-экономический показатель;
Id max = 80 A – максимальный выпрямленный ток;
.
Условие для выбора по обратному напряжению:
, где
Uобр m = 1,05Ud = 1,05·110=115,5 B;
n = 1 – число последовательно соединённых вентилей;
kдт = 1 – коэффициент деления тока по последовательным вентилям;
ΨUW = (0,5 – 0,67) = 0,5 – технико-экономический показатель;
;
.
По полученным значениям, пользуясь справочникам, выбираем полупроводниковые приборы с параметрами:
Тиристоры – Т142-63
Максимальный прямой ток Iпр.max = 100 А;
Максимальное обратное напряжение Uобр max = 1200 В;
Повторяющийся импульсный обратный ток Iобр.imp = 6 мА;
Ток включения 150 мА при Uy = 12 B;
Время включения, не более tgt = 10 мкс;
4.4. Выбор автоматических выключателей и расчёт RC - цепей.
Для защиты преобразователей используются автоматические выключатели. Они предназначены для отключения преобразователя от сети и нагрузки при возникновении аварийных режимов работы. Автоматические выключатели различаются по роду тока, номинальному рабочему току, времени срабатывания и типу расцепителя.
Для автомата на постоянном токе:
Iном = Id max = 80 A;
Uном = Ud = 110 B
По справочнику выбираем автоматический выключатель А3120Р с параметрами:
Iном = 80 А;
Uном = 110 В , комбинированный расцепитель;
Iy = 400 A – уставка по току срабатывания.
Для автомата на переменном токе:
Iном = I1 = 26 A;
Uном = Uвх = 220 B
По справочнику выбираем автоматический выключатель А3115Р с параметрами:
Iном = 30 А;
Uном = 220 В , комбинированный расцепитель;
Iy = 300 A – уставка по току срабатывания.
Автоматические выключатели серии 3100Р рассчитаны на переменный ток 50 Гц напряжением до 500 В и на постоянный ток напряжением до 220 В. Они обеспечивают уверенное размыкание силовой цепи при токах короткого замыкания больших или равных току уставки за 0,04 с.
Для защиты вентилей от перенапряжений используют RC – цепи, включаемые параллельно с вентилями. Параметры RC – цепи выбирают исходя из:
Iпр max – максимального прямого тока вентиля,
Uобр max – максимального обратное напряжение вентиля,
Iобр max – максимального обратного тока вентиля,
Uk – напряжение к.з. трансформатора в относительных единицах:
Ёмкость конденсатора:
,
Угловая частота питающей сети:
Сопротивление резистора:
.
4.5. Расчёт параметров выходного фильтра.
Сглаживающие входные фильтры применяют для уменьшения переменной составляющей выпрямленного напряжения, то есть для сглаживания пульсаций до уровня, требуемого по условиям эксплуатации в устройствах, питаемых данным выпрямителем. Эффективность фильтра оценивается коэффициентом сглаживания основной гармоники, который представляет собой отношение коэффициента пульсаций на входе фильтра к коэффициенту пульсаций на выходе фильтра:
,
Коэффициент пульсаций на входе фильтра:
,
mn = 3 – число пульсаций выпрямленного напряжения за период напряжения питания;
– коэффициент пульсаций на входе фильтра
.
Используем в проекте однозвенный Г – образный LC – фильтр. Рассчитаем его параметры для kcг = 20. Индуктивность фильтра выбирается из соотношения:
,
.
Примем , тогда ёмкость фильтра:
.
5. Разработка принципиальной схемы системы управления.
5.1. Функциональная схема и принцип работы СУ.
Система управления (СУ) предназначена для формирования управляющих импульсов, подаваемых на тиристоры. Для управления однотактным трёхфазным выпрямителем будем использовать одноканальную синхронную СУ, функциональная схема которой представлена на рис. 5.
Схема управления состоит из следующих блоков:
ГВЧ – генератор импульсов высокой частоты;
ФСУ – фазосдвигающее устройство, состоит из счётчика С и компаратора К;
ФИ – формирователь импульсов;
УС – устройство синхронизации;
РИ – распределитель импульсов;
УИ1-3 – усилители импульсов.
Работа схемы управления заключается в следующем. Устройство синхронизации формирует синхронизирующие импульсы в момент времени равенства двух фазных напряжений. Генератор импульсов высокой частоты формирует импульсы с частотой в 28 =256 раз большей, чем частота синхроимпульсов. Эти импульсы поступают на счётчик, где производится их подсчёт. С приходом каждого синхроимпульса показания счётчика сбрасываются. На выходе счётчика формируется 8 – разрядный двоичный код с кодом управления Ny. В момент совпадения двух кодов на выходе компаратора формируется короткий импульс. Этот импульс запускает формирователь импульсов, который в свою очередь вырабатывает импульс длительностью 50 мкс, достаточный для отпирания тиристора. Чтобы каждый тиристор открывался в нужное время используется распределитель импульсов, также управляемый устройством синхронизации. Усилители импульсов усиливают управляющие импульсы до мощности, необходимой для надёжного отпирания тиристоров. Для питания системы управления используется специальный стабилизированный блок питания, который не изображён на функциональной схеме (рис.5).
5.2. Принципиальная схема СУ.
Принципиальная схема системы управления реализована на цифровых микросхемах ТТЛ серий 155 и 555, а также операционных усилителях К140УД8А, транзисторах КТ315Б, КТ815А. Генератор импульсов высокой частоты собран на логических элементах И-НЕ DD1.1, DD1.2, DD1.3 микросхемы К155ЛА3. Восьмиразрядный счётчик составлен из двух четырёхразрядных счётчиков DD4, DD5 на К155ИЕ7, включённых последовательно. По такому же принципу из двух четырёхразрядных компараторов DD6, DD7 на К555СП1 составлен восьмиразрядный компаратор. На второй вход компаратора подаётся код управления Ny, который может быть создан с помощью восьми переключателей, на первый вход подаётся выходной код от счётчиков. В качестве формирователя импульсов используется одновибратор К155АГ3 (DD3.2). Устройство синхронизации собрано на операционных усилителях DA1 – DA3 К140УД8А и одновибраторах DD2.2, DD2.1, DD3.1 типа К155АГ3. Операционные усилители в данной схеме используются как аналоговые компараторы. Например операционный усилитель DA1 сравнивает фазные напряжения Ua и Uc . Когда Ua> Uc напряжение на его выходе положительное, когда Ua< Uc – отрицательное. Стабилитрон VD1 КС139А ограничивает выходное напряжение операционного усилителя до уровня, допустимого для входов ТТЛ – микросхем. Положительный перепад этого напряжения соответствует углу управления α=0 для тиристора VS1. В этот момент одновибратор DD2.1 формирует синхроимпульс длительностью 1мкс для тиристора VS1. Аналогично два других одновибратора формируют синхроимпульсы для тиристоров VS2, VS3. Полученные импульсы складываются элементом ИЛИ-НЕ DD8.1 и через инвертор DD1.4 идут на вход сброса восьмиразрядного счётчика. Кроме того импульсы на выходах одновибраторов запоминаются в регистре DD10 и затем используются для работы распределителя импульсов. Распределитель импульсов собран на логических элементах И DD9.2, DD9.3, DD9.4. С его выхода импульсы через усилители импульсов, собранные на транзисторах VT1 – VT6 и импульсные трансформаторы Т1 – Т3 поступают на управляющие электроды тиристоров. Работа устройства может быть изучена по временным диаграммам, изображённым в разделе 7 и принципиальной схеме системы управления, показанной в разделе 8.
5.3. Расчёт и выбор элементов схемы СУ.
5.3.1. Расчёт углов управления.
Таким образом полный диапазон изменения угла регулирования – при сохранении Ud в диапазоне (110–11 ) В составит:
5.3.2. Расчёт генератора импульсов высокой частоты.
Произведем расчет элементов, входящих в состав задающего генератора, выполненного на элементах “И-НЕ” DD1.1 – DD1.3.
Нам необходимо, чтобы на интервале времени от min до max генератор
подавая на вход счетчика 28 =255 тактовых импульсов. Найдем интервал времени t при максимальном угле регулирования .
При этом частота генератора будет:
Найдем параметры RC цепочки, определяющей частоту генератора.
Задаемся емкостью конденсатора C1=1000 пФ. При этом номинал R16 составит:
5.3.3. Расчёт и выбор элементов устройства синхронизации.
Устройство синхронизации состоит из трёх идентичных каналов. Рассчитаем один из них, собранный на микросхемах DA1 и DD2.1.
Максимальная амплитуда напряжения вторичной обмотки силового трансформатора:
.
Делитель напряжения R1R2 рассчитаем так, чтобы амплитуда напряжения на входе DA1 не превышала половины допустимого дифференциального напряжения Uдиф max = 6 B.
Условие выбора элементов делителя:
,
при R2 =50 кОм получим:
Конденсатор С1 выбираем из условия XC1 << R1 + R2 , при этом погрешность не должна превышать 0,5 электрических градусов:
, где
, откуда
.
Цепочка С2R3R4 точно такая же как и рассчитанная выше С1R1R2, поэтому С2 = С1 = 1,9 мкФ, R1 = R3 = 3 МОм, R2 = R4 = 50 кОм.
Стабилитрон VD1 должен ограничивать выходное напряжение DA1 до уровня логической единицы. Для микросхем ТТЛ напряжение высокого уровня должно быть не менее 2,4 В и не более 5,5 В. Этим условиям удовлетворяет стабилитрон КС139А с параметрами:
Ucт =3,9 В, Iст = 5 мА.
Напряжение на резисторе R5:
UR5 = Uвых DA1 max – Ucт = 10 – 3,9 = 6,1 В,
Uвых DA1 max – максимальное выходное напряжение ОУ, тогда
,
Iвх DA1 max = 0,04 мА – максимальный входной ток высокого уровня, принимаем R5 = 1,2 кОм.
5.3.4. Выбор элементов формирователя импульсов.
Найдем параметры одновибратора на микросхеме DD3.2. Длительность выходных импульсов определяется параметрами RC цепочки R27 C11 в формирователе импульсов:
Для надежного открытия тиристора необходимо подавать на него импульсы управления с длительностью τу = 50 мкс. Для микросхемы К155АГ3 длина импульса при Сτ > 1000 пФ рассчитывается по формуле:
примем R27 = 100 кОм, тогда:
,
принимаем С11 = 1800 пФ.
5.3.5. Выбор и расчёт элементов усилителей мощности импульсов.
Поскольку все усилители импульсов одинаковы, рассчитаем один из них, собранный на транзисторах VT1, VT2, управляющий тиристором VS1. Ток коллектора транзистора VT2 в открытом состоянии равен току управления тиристора:
Ik VT2 = Iy = 150 мА, а напряжение Ukэ = Uпит =15 В.
По этим данным выбираем низкочастотный мощный n-p-n транзистор КТ815А с параметрами:
Ik max = 1,5 A; Ukэ max = 25 B; Ukэ нас =0,6 В; Uбэ нас = 1,2 В;
h21 э = 40 – коэффициент усиления по току; Uбэ max = 6 B; Pk max =10 Вт.
Ток базы VT2:
.
, примем R30 = 3,6 кОм.
Когда транзистор VT1 открыт, его коллекторный ток равен:
.
В качестве VT1 выбираем высокочастотный маломощный транзистор КТ315Б с параметрами:
Ik max = 100 мА; Ukэ max = 25 В; Ukэ нас = 0,4 В; Uбэ нас = 1,2 В; h21 э = 100;
Uбэ max = 6 В.
Ток базы VT1:
мкА.
Ток через резистор R28 = 200 мкА;
Напряжение на нём: UR28 = Uвых DD9.2 - Uбэ нас VT1 = 5 – 1,2 =3,8 B, где
Uвых DD9.2 = 5В – номинальное выходное напряжение высокого уровня.
.
Ток через резистор R29:
IR28 = IR28 - Iб VT1 = 200 – 40 =160 мкА.
.
Напряжение импульса на вторичной обмотке импульсного трансформатора Т1:
U2 T1 = kU1 T1 = k(Uпит – Uкэ нас VT2) = 1(15 – 0,6) = 14,4 B,
k – коэффициент передачи импульсного трансформатора.
Тогда: UR37 = U2 T1 – Uy VS1 = 14,4 – 12 = 2,4 B.
Ом.
Мощность, рассеиваемая на резисторе:
Вт.
Используем в качестве R37 резистор типа МЛТ-1; ограничительные резисторы R23, R24, R25 принимаем типа МЛТ-0,125-3кОм; R17, R18, R19, R26, R40 принимаем типа МЛТ-0,125-1,5кОм.
5.3.6. Требования к блоку питания системы управления.
Для надёжной работы схеме необходим стабилизированный источник питания, вырабатывающий постоянные напряжения: 5В, ±15В. Он может быть реализован на интегральных стабилизаторах напряжения серии КР142ЕН.
Токи потребляемые схемой.
На напряжение 15В: I15 = 3IDA1+3IkVT2+3IR30 = 3·5,0+3·150+3·7,75=487 мА;
На напряжение –15В: I-15 = 3IDA1 = 3·5,0=15 мА;
На напряжение 5В: .
Токи, потребляемые микросхемами:
IDD1 = IDD9 = 22 мА;
IDD2 = IDD3 = 66 мА;
IDD4 = IDD5 = 102 мА;
IDD6 = IDD7 = 20 мА;
IDD8 = 26 мА;
IDD10 = 63 мА;
I5 = 509 мА.
Потребляемые мощности соответственно:
R15 = I15·15=487·15=7,305 Вт;
R-15 = I-15·15=15·15=0,225 Вт;
R5 = I5·5=509·5=2,545 Вт.
Общая мощность, потребляемая схемой управления:
P=P15+P-15+P5=7,305+0,225+2,545=10,075 Вт.
6. Спецификация элементов
|
Поз.бозначение |
Наименование |
Количество |
Примечание |
|
Микросхемы |
|||
|
DD1 |
К555ЛА3 |
1 |
|
|
DD2, DD3 |
К155АГЗ |
2 |
|
|
DD4, DD5 |
К155ИЕ7 |
2 |
|
|
DD6,DD7 |
К555СП1 |
2 |
|
|
DD8 |
К155ЛЕ4 |
1 |
|
|
DD9 |
К155ЛИ2 |
1 |
|
|
DD10 |
К155ИР1 |
1 |
|
|
DD10 |
К140УД8А |
3 |
|
|
DA1–DA3 |
КР142ЕН5А |
1 |
|
|
DA4 |
КР142ЕН5А |
1 |
|
|
Стабилитроны |
|||
|
VD1,VD2, VD3 |
КС139А |
3 |
|
|
Конденсаторы |
|||
|
C1 - C6 |
КМ5А-1,9мкФ |
6 |
|
|
С7 |
К73-17 1000 пФ |
1 |
|
|
C8 – C10 |
КМ5А-1,9мкФ |
3 |
|
|
C11 |
КМ5А-1800пФ |
1 |
|
|
Резисторы |
|||
|
R1, R3, R6, R8, R11, R13 |
МЛТ-0,125-3 МОм ± 10% |
6 |
|
|
R2, R4, R7,R9, R12, R14 |
МЛТ-0,125-50кОм ± 10% |
6 |
|
|
R5, R10, R15 |
МЛТ-0,125-1,2кОм ± 10% |
3 |
|
|
R16 |
МЛТ-0,125-560 Ом ± 10% |
1 |
|
|
R17, R18, R19, R26, R40 |
МЛТ-0,125-1,5кОм ± 10% |
5 |
|
|
R20, R21, R22 |
МЛТ-0,125-10кОм ± 10% |
3 |
|
|
R23, R24, R25 |
МЛТ-0,125-3кОм ± 10% |
3 |
|
|
R27 |
МЛТ-0,125-100кОм ± 10% |
1 |
|
|
R28, R31, R34 |
МЛТ-0,125-18кОм ± 10% |
3 |
|
|
R29, R32, R35 |
МЛТ-0,125-7,5кОм ± 10% |
3 |
|
|
R30, R33, R36 |
МЛТ-0,125-3,6кОм ± 10% |
3 |
|
|
R37, R38, R39 |
МЛТ-1-16 Ом ± 10% |
3 |
|
|
Транзисторы |
|||
|
VT1,VT3,VT5 |
КТ315Б |
3 |
|
|
VT2,VT4,VT6 |
КТ815А |
3 |
|
|
Тиристоры |
|||
|
VS1, VS2, VS3 |
Т142-63 |
3 |
7. Временные диаграммы СУ
8. Принципиальная схема системы управления
Литература.
VD6
+5В
VS3
Рис. 5. Функциональная схема СУ
Рис. 2 Трёхфазный выпрямитель со средней точкой
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
R24
C
Rн
R
C
VS
ГВЧ
С
К
ФИ
РИ
УС
УИ1
УИ3
УИ2
A B C
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
VS1
VS2
Ny
ФСУ
C
L
FU1
FU2
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
Rн
VS1
VS2
VS3
A B C
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
UвыхDA3
UвыхDA2
UвыхDA1
UвыхDD2.1
UвыхDD2.2
UвыхDD3.1
UвыхDD3.2
UвыхDD8.1
UвыхDD1.4
UвыхDD7
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
EMBED Equation.3
50мкс
1мкс
UвыхDD10Q1
UвыхDD10Q2
UвыхDD10Q0
UвыхDD9.1
UвыхDD9.2
UвыхDD9.3
Ud(t)
EMBED Equation.3
UB
UC
UA
UB
UC
UA
U2(t)
VD5
VD4