Проектирование силовых блоков полупроводникового преобразователя

Проектирование силовых блоков полупроводникового преобразователя

Министерство образования Российской Федерации

Государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования

Сибирский Государственный Индустриальный Университет

Кафедра автоматизированного электропривода и промышленной электроники

Курсовая работа

по преобразовательной технике

Проектирование силовых блоков полупроводникового преобразователя

Выполнил: студент гр. АЭП-022

Д.С. Мысков

Проверил: преподаватель

В.Т. Хромогин

Новокузнецк 2004

Введение

Преобразовательная техника является одним из наиболее эффективных направлений электротехники. Преобразовательные устройства служат для преобразования переменного напряжения (тока) в постоянное, постоянного напряжения (тока) в переменное, переменного напряжения одной частоты в переменное напряжение другой частоты и т.д.

В преобразовательных устройствах используются средства, осуществляющие фильтрацию и стабилизацию тока и напряжения. Основными характеристиками преобразовательных устройств являются коэффициент полезного действия, коэффициент мощности и другие энергетические характеристики.

Преимущества полупроводниковых преобразователей оп сравнению с другими преобразователями неоспоримы: они обладают высокими регулировочными характеристиками и энергетическими показателями, имеют малые габариты и массу, просты и надёжны в эксплуатации. Кроме преобразования и регулирования тока и напряжения такие установки обеспечивают бесконтактную коммутацию токов в силовых цепях.

Благодаря указанным преимуществам полупроводниковые преобразовательные устройства получают широкое применение в различных отраслях народного хозяйства.

Задание

Таблица 1. Исходные данные для проектирования преобразователя

1) U- напряжение питающей сети.

2) Uc- колебания напряжения питающей сети.

3) Uн - номинальное значение выпрямленного напряжения на нагрузке.

4) Iн - номинальное значение выпрямленного тока в нагрузке.

5) Kп - кратность кратковременной технологической перегрузки.

6) t - длительность кратковременной технологической перегрузки.

7) Kп - кратность длительной технологической перегрузки.

8) t - продолжительность действия длительной технологической перегрузки.

9) q - коэффициент пульсации выпрямленного напряжения на нагрузке.

10) Характер нагрузки: Я - якорь двигателя.

11) Режим работы:

В- выпрямительный , И- инверторный.

12) Способ управления преобразователем: Управляемый.

13) Система защиты:

вну. кз - внутренние короткие замыкания.

кз = I - короткие замыкания на стороне постоянного тока.

кз ~ I - короткие замыкания на стороне переменного тока.

ком.vs,vd - коммутационные перенапряжения в вентилях.

ком.нгр.- коммутационные перенапряжения со стороны нагрузки.

14) qс - температура окружающей среды.

15) h - коэффициент полезного действия установки.

16) c - коэффициент мощности установки.

1. Разработка принципиальной схемы

1.1 Выбор и обоснование схемы соединения вентилей

Разрабатываемый мной преобразователь, является преобразователем средней мощности: Pн = Iн ×Uн =83,2 кВт, следовательно целесообразно взять трёхфазную схему.

Источником питания выбираем сеть трёхфазного переменного тока.

Из трёхфазных схем выпрямления отдаю предпочтение трёхфазному мостовому выпрямителю, т.к. он обеспечивает коэффициент пульсации q=5,7% от Uн, при требуемом q=7%, т.е. отпадает необходимость применения сглаживающего фильтра. В виду расхождения напряжения питающей сети Uc=6 кВ и Uн=260В возникает необходимость включения в схему понижающего трансформатора. Обмотки трансформатора соединены звездой. При соединении вентилей в трёхфазную мостовую схему постоянные составляющие токов вторичной обмотки не создают ПВН.

Для защиты вентилей от внутренних КЗ применяются специальные быстродействующие плавкие предохранители; предохранители устанавливаются последовательно в цепи каждого тиристора; от КЗ на постоянном токе – автоматический выключатель.

Коммутационные перенапряжения в вентилях устраняются выключением R-C цепей параллельно каждому тиристору; перенапряжения в нагрузке – включением нулевого диода.

2. Расчёт параметров и выбор элементов схем

2.1 Основные соотношения, характеризующие трёхфазную мостовую схему трансформатора

Iа = 1/3 × Iн=1/3 × 320 = 106,7 А (2.1.1), [1, c.217]

U2= Uо*0,427=260*0,427=111,02В (2.1.2), [1, c.217]

I2= 0,817× Iн = 0,817 × 320 = 261,44А (2.1.3), [1, c.217]

Мощность, передаваемая в нагрузку:

Рн = Uн × Iн = 260 ×320 = 83,2 кВт (2.1.4), [1, с.217]

Типовая мощность трансформатора:

Sт = 1,05Рн = 1,05× 83200 = 87,36 кВ × А (2.1.5), [1, c.217]

Iа- средний ток протекающий через вентиль;

U2- действующее значение напряжения вторичной обмотки трансформатора;

I2 - действующее значение тока вторичной обмотки трансформатора;

2.2 Расчёт электрических параметров трансформатора

С учётом типовой мощности трансформатора и напряжения питающей сети выбираю трансформатор ТМ-100/10 [ 2, табл .29-1, c.246]

Таблица 2. Технические данные трансформатора

Для отключения преобразователя от сети необходим выключатель на ток

.

C учетом возможных перегрузок в качестве QS1 из [ 5, c.589] выбираем выключатель ВНП-16 на напряжение 6 кВ и ток 30 А.

2.2.1 Расчёт сопротивлений трансформатора

X2k, R2k-приведённые к вторичной стороне реактивное и активное сопротивление одной фазы трансформатора и питающей сети переменного тока, т.е. X2k=Х2к,т + Х2к,с и R2k=R2k,т + R2k,с . Так как мощность моего преобразователя Sт = 87,36 кВт < 500 кВт , то сопротивлением питающей сети можно пренебречь : X2k=Х2к,т , R2k=Rk, 2т . [3,c.105] .

Активное сопротивление трансформатора приведённые к вторичной обмотке:

R2k,т = Ом (2.2.1.1) , [3,c.105]

Pk = 2,27 кВт - потери короткого замыкания (см . табл.2).

I2ф = 261,44 А - фазный ток вторичной обмотки трансформатора (см. 2.1.3).

Полное сопротивление трансформатора , приведённое ко вторичной обмотке:

Zk, 2т = = = 0,0248 Ом (2.2.1.2), [3,c.105]

Uk , % = 4,7 % - напряжение короткого замыкания.

U2л =230 В - фазный напряжение вторичной обмотки трансформатора.

Sн = 100 кВ×А - номинальная мощность трансформатора.

Индуктивное сопротивление трансформатора, приведённое к вторичной обмотке:

Х2к,т =  =  = 0,022 Ом (2.2.1.3), [3,c. 105]

Индуктивность трансформатора, приведённая ко вторичной обмотке:

L2k,т=  = 0,07 мГн (2.2.1.4), [3,c.105].

2.3 Расчёт электрических параметров вентилей

2.3.1 Расчёт ударного тока и интеграла предельной нагрузки внешнего, короткого замыкания

Амплитуда базового тока короткого замыкания:

Ik, m = = =7572,35 А (2.3.1.1), [3,c.105].

U2ф = 132,8 В - фазный напряжение вторичной обмотки трансформатора .

R2k,т = 0,012 Ом - активное сопротивление трансформатора приведённые к вторичной обмотке (см. 2.2.1.1).

Х2к,т = 0,022 Ом - индуктивное сопротивление трансформатора , приведённое ко вторичной обмотке (см . 2.2.1.3).

Ударный ток предельной нагрузки внешнего, короткого замыкания:

Iуд = Ik, m × i уд =7572,35× 0,86 = 6512,2А (2.3.1.2), [3,c.105] .

i уд =0,86- ударный ток в относительных единицах, берётся с кривой [3, с.105, рис.1- 127 а], при ctg jk = = 0,545

Интеграл предельной нагрузки при глухом внешнем, коротком замыкании:

I?× t = I? k, m (I?× t) (2.3.1.3), [3,c.105],

где I?× t определяется в зависимости от ctg jk по кривой [3 , с.105, рис.1- 127 б] I?× t = 0,004

I?× t = × 0,004 = 229,4 kА?× с

I k, m - амплитуда базового тока короткого замыкания .

I?× t - интеграл предельной нагрузки в относительных единицах .

2.3.2 Расчёт ударного тока и интеграла предельной нагрузки внутреннего, короткого замыкания

Ударный ток предельной нагрузки внутреннего, короткого замыкания:

Iуд = Ik, m × i уд = 7572,35× 1,08 = 8178,12 А (2.3.2.1), [3,c.105]

i уд = 1,08 - ударный ток в относительных единицах , берётся с кривой [3, с.105, рис.1- 129 а], при ctg jk = 0,545.

Интеграл предельной нагрузки при глухом внутреннем, коротком замыкании

I?× t = I? k, m × (I?× t) = 7572,35²× 0,005 =286,7 к А?×с (2.3.2.2), [3,c.105] ,

где I?× t определяется в зависимости от ctg jk по кривой[3, с.105, рис. 1- 129 б] I?× t = 0,005 - интеграл предельной нагрузки в относительных единицах.

I k, m - амплитуда базового тока короткого замыкания.

2.3.3 Выбор вентиля

Вентиль выбирается исходя из среднего тока протекающего через него.

Iа = 106,7 А (см. 2.1.1)

Так же учту максимальный ударный тока и интеграла придельной нагрузки при коротком замыкании.

Iуд =8178,12 A (2.3.2.1)

I?× t =286,7 кА?×с (2.3.2.2)

Исходя из этого, выбираем тиристор T2-320. [4 , c.116]

Основные параметры тиристора приведены в таблице 3.

Таблица 3 .

2.3.4 Расчёт допустимого тока нагрузки на вентиль в установившемся режиме

[ I в] = ; (2.3.4.1),

Uo = 1,36 В - пороговое напряжение (см. таб.3).

Rд = 0,9 мОм - динамическое сопротивление в открытом состоянии (см. табл .3).

Кф = 1,77 - коэффициент формы тока.

Мощность электрических потерь:

[ D P ] =  ; (2.3.4.2), [6, c.29 ].

[ qн ] = 125°С - номинальная температура кристалла.

qс = 15°С - температура окружающей среды (см. табл.1).

Тепловое сопротивление вентиль - охладитель:

R = R пк + R ос + R ко (2.3.4.3), [6, c.28]

R пк = 0,05 °С/Вт - тепловое сопротивление переход - корпус.

R ос - установившееся тепловое сопротивление охладитель - среда.

R ко - установившееся тепловое сопротивление корпус - охладитель.

Выберу охладитель ОA-034 [3 ,с.114, табл.1-26], с учётом мощности отводимого тепла Pн = 240 Вт. Где Rос = 0,3°С/Вт,

R = 0,05 + 0,3 = 0,35°С/Вт.

Тогда

[D P] =  =314,29 Вт;

[ I в] =  = 151,93 A;

Максимально допустимый средний ток тиристора I а = 320А (см. таблицы 3).

Следовательно, тиристор в установившемся режиме выдерживает проходящий через него ток.

2.3.5 Температурный расчёт тиристоров в различных режимах работы

а) Номинальный режим:

Мощность электрических потерь:

DPн = UO × Iа + К? ф × Rд × I?а = 1,2 × 16,5 + 1,73?× 0,008 × 16,5?= 22 Вт (2.3.5.1)

Uo = 1,36 В - пороговое напряжение (см . табл .3).

Iа = 106,7 А - средний ток протекающий через вентиль (см .2.1.1).

Кф = 1,77 - коэффициент формы [2, c.79, табл.1-20]

Rд = 0,9 мОм - динамическое сопротивление в открытом состоянии (см. табл.3).

Перегрев вентиля :

Dqн = DPн × R = 175,8×0,35 =61,53 °С (2.3.5.2).

R - тепловое сопротивление вентиль - охладитель (см.2.3.4.3).

Температура монокристаллической структуры вентиля:

qн = qс + Dqн = 15+ 61,53 =76,5 °С (2.3.5.3).

qс = 15°С - температура окружающей среды (см. табл.1).

Данный перегрев не превышает допустимый, в номинальном режиме.

б) Проверка вентилей при кратковременной технологической перегрузке:

Мощность электрических потерь:

DPн max = UO × (Kп × Iа) + К? ф × Rд × (Kп × I?а) = 1,36 × (1,3× 106,7) +3×0,0009 × (1,3 × 106,7?)= 228,6 Вт (2.3.5.4).

Kп = 1,3- кратность кратковременной технологической перегрузки(см. табл.1).

Перегрев вентиля:

Dqн max = Dqн +(DPн max - DPн ) × Rtкп = 61,53 +(228,6-175,8) × 0,0125=62,19°С (2.3.5.4)

Dqн - перегрев вентиля при номинальном режиме.

DPн - мощность электрических потерь при номинальных перегрузках.

Rtкп = 0,0125 °С/Вт , при t =30 мс , по графику. [3 , c.120]

Температура монокристаллической структуры вентиля:

qн max = qс + Dqн max = 15 + 62,19 = 77,19 °С (2.3.5.5).

qс = 15 °С - температура окружающей среды (см . табл.1).

Данный перегрев не превышает допустимый , в данном режиме.

в) Проверка вентилей при длительной технологической перегрузке:

Мощность электрических потерь:

DPн max = UO × (Kп × Iа) + К? ф × Rд × (Kп × I?а) = 1,36 × (1,1× 106,7) +3 ×0,0009 × (1,1 × 106,7?)= 193,4 Вт .

Kп = 1,1- кратность длительной технологической перегрузки (см. табл.1).

Перегрев вентиля:

Dqн max = Dqн +(DPн max - DPн ) × Rtкп = 61,53 + (193,4 –175,8 ) × 0,04 = 62,23°С

Dqн - перегрев вентиля при номинальной перегрузке.

DPн - мощность электрических потерь при длительной перегрузке.

Rtкп = 0,04 °С/Вт , при t = 4 с , по графику. [3, c. 120]

Температура монокристаллической структуры вентиля:

qн max = qс + Dqн max = 15 + 62,23 = 77,23 °С.

qс = 15 °С - температура окружающей среды (см. табл.1).

Данный перегрев не превышает допустимый, в данном режиме.

2.3.6 Проверка вентилей по обратному напряжению

Выбор допустимого обратного напряжения выполняется ориентировочно так:

Uобр. max = Uн ×1,05 = 260 × 1,05 = 273 В . [1, c. 217]

Уточнённое значение:

Uобр. max = Кхх × U2m (2.3.6.1) , [1, c. 12].

U2m = Ö 2 × U2 = Ö 2 × 230 = 325,3 В - амплитуда напряжения вторичной обмотки трансформатора .

= 2,44 (2.3.6.2) , [1, c. 13].

А = 0,5 – коэффициент, характеризующий кратность падения напряжения на стороне выпрямленного тока по отношению к Uk , % . [3, c.76].

Uk , % = 4,7 % - напряжение короткого замыкания (см .табл.2).

- падение напряжения на вентиле.

В (2.3.6.3) .

[ I а] = 106,7А - допустимый ток нагрузки на вентиль (2.3.4.1).

Uo = 1,36 В - пороговое напряжение (см. табл.3).

Rд = 0,9 мОм - динамическое сопротивление в открытом состоянии (см. табл.3).

b = 1- коэффициент зависящий от схемы соединения вентилей [3 , табл.3]

Uн =260 В - номинальное значение выпрямленного напряжения на нагрузке (см. табл.1).

å UК=1 В - суммарное падение напряжения во всех элементах выпрямителя.

DUС % = 15 % - колебание напряжения питающей сети (см .табл.1).

Нахождение номинального угла регулирования:

UН = UНО × Cos (2.3.6.4), [ 3, c.83]

UНО = U2 × 2,34= 230 × 2,34= 538,2 В- напряжение холостого хода [1, c.217]

U2 = 230 В - фазное напряжение вторичной обмотки трансформатора.

 - номинальный угол регулирования.

Тогда:

Cos= ;  = arcCos(0,483) = 61,1 ° (2.3.6.5).

Тогда:

Uобр. max = 2,44× 325,3 = 794,36 В.

Максимально допустимое постоянное обратное напряжение вентиля 1400 В, значит вентиль выдерживает прикладываемое к нему обратное напряжение.

2.4 Расчёт электрических параметров уставок автоматов защиты от токов КЗ перегрузок и элементов схем защиты от перенапряжений

2.4.1 Выбор защиты от внутренних, коротких замыканий

Рис.2 Схема замещения аварийного контура при внутреннем К.З.

Кривую мгновенного тока внутреннего К.З. строю по графику

Рис.3 Кривая мгновенного значения тока внутреннего К.З.

Для защиты тиристоров от внутренних К.З. применяют быстродействующие плавкие предохранители, включаемые в плечо каждого тиристора.

Плавкие предохранители выбираются исходя из действующего значения первой полуволны тока внутреннего К.З.

 (2.4.1.1), [3,с.108]

где Iуд=8178.12 (A) -ударный ток, рассчитанный по формуле (2.3.2.1)

A

Для защиты плавкими предохранителями тиристоров должно выполняться защитное соотношение:

 ( 2.4.1.2) [7,с.321]

Здесь - верхнее значение полного Джоулева интеграла отключения.

допустимый перегрузочный параметр тиристора Т2-320

n – число параллельно включенных в плечо тиристоров; n=1.

Страницы: 1, 2