Зависимый преобразователь переменного напряжения в постоянное

Зависимый преобразователь переменного напряжения в постоянное

Курсовая работа

по дисциплине

«Судовые энергетические полупроводниковые преобразователи»

на тему: «Зависимый преобразователь переменного напряжения в постоянное»

Содержание

. Введение

. Состав управляемого выпрямителя

. Разработка принципиальной схемы силовой части

. Расчёт параметров и выбор оборудования

.1 Выбор силового трансформатора

.2 Расчёт силового трансформатора

.3 Выбор вентилей

.4 Выбор автоматических выключателей и расчёт RC - цепей

.5 Расчёт параметров выходного фильтра

. Разработка принципиальной схемы системы управления

.1 Расчет диапазона регулирования угла управления тиристором

.2 Функциональная схема и принцип работы

.3 Принципиальная схема СУ

.4 Расчет и выбор элементов схемы СУ

.5Временные диаграммы

.6 Принципиальная схема СУ

. Спецификация элементов

Заключение

Список литературы

преобразователь выпрямитель тиристор

Технические данные

Основные:

напряжения на входе UBX = 380 B

диапазон изменения напряжения ΔUВХ = (-5;+10) %

число фаз m=3

частота f = 50Гц

тип силовой схемы Мостовая не симметричная

максимальное выпрямленное напряжение Ud max= 300 В

диапазон изменения выпрямленного напряжения ΔUd = 70 %

максимальный выпрямленный ток Id max = 100 A

минимальный выпрямленный ток Id min = 10 A

Дополнительные:

преимущественный технико-экономический показатель:

экономичность в производстве.

1. Введение

Преобразовательные устройства служат для преобразования переменного напряжения (тока) в постоянное, постоянного напряжения (тока) в переменное, переменного напряжения (тока) одной частоты в переменное напряжение (ток) другой частоты, низкого постоянного напряжения в высокое постоянное напряжение 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 преобразовательных устройств по сравнению с другими преобразователями неоспоримы: они обладают высокими регулировочными характеристиками и энергетическими показателями, имеют малые габариты и массу, просты и надежны 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.

В настоящее время силовые полупроводниковые преобразовательные устройства широко используют в цветной металлургии и химической промышленности, на железнодорожном и городском электротранспорте, для питания контактных сетей горнорудного и других видов промышленного транспорта; в черной металлургии, энергетике, станкостроении; в различных отраслях промышленности для электроприводов кранов и экскаваторов, возбуждения электрических машин, зарядки аккумуляторов, питания гальванических ванн; в сварочных аппаратах, агрегатах бесперебойного питания, для высоковольтных линий электропередачи постоянного тока, питания светотехнических приборов; в качестве бесконтактной коммутирующей и регулирующей аппаратуры и т. п.

Преобразовательная техника является одним из наиболее эффективных направлений электротехники. Широкое внедрение силовых полупроводниковых устройств в различные отрасли промышленности способствует дальнейшему техническому прогрессу.

Основными видами преобразователей электрической энергии являются:

а) выпрямители, преобразующие мощность переменного тока в мощность постоянного тока;

б) инверторы, преобразующие мощность постоянного тока в мощность переменного тока;

в) преобразователи частоты, преобразующие мощность переменного тока одной частоты в мощность переменного тока другой частоты;

г) импульсные преобразователи постоянного или переменного тока, преобразующие постоянный или переменный ток одного напряжения в постоянный или переменный ток другого напряжения;

д) преобразователи числа фаз, преобразующие мощность переменного тока с одним числом фаз в мощность переменного тока е другим числом фаз;

е) преобразователи формы кривой, преобразующие, например, постоянный или переменный ток в короткие импульсы.

Следует отметить, что некоторые виды преобразователей применяют в сочетании с другими, например преобразователи частоты и числа фаз; при этом изменяется еще и величина напряжения переменного тока.

В последнее время для анализа процессов в преобразовательных устройствах все шире обращаются к ЭВМ, что позволяет производить точный расчет и оптимизацию схем.

2. Состав управляемого выпрямителя

Функциональная схема управляемого выпрямителя (рис. 1), состоит из 2-х частей - силовой и информационной. Силовая часть осуществляет преобразование переменного напряжения в постоянное и содержит:

и 5 - коммутационные аппараты для подключения к сети переменного тока и к нагрузке;

- трансформатор, предназначен для понижения сетевого напряжения до уровня примерно равного максимальному напряжению на выходе выпрямителя, кроме того трансформатор служит для электрического разделения цепей преобразователя от сети;

- блок вентилей, является главной частью выпрямителя, обеспечивает выпрямление трёхфазного переменного тока путём подключения вторичного напряжения силового трансформатора в определённые моменты периода к цепи постоянного тока;

-выходной фильтр, предназначен для сглаживания пульсаций выпрямленного напряжения;

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 и 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 полупроводниковых вентилей, а также некоторые другие элементы функционального назначения , 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.

Выбираем трёхфазную мостовую несимметричную схему выпрямления, к выходу которой будет подключаться активная нагрузка. Мостовой выпрямитель состоит из трёхфазного трансформатора с обмотками, соединёнными по схеме «звезда - звезда», обеспечивающего развязку выпрямителя с сетью и согласование напряжений; блока вентилей VS1,VS3, VS5 (управляемые вентили - тиристоры) и VD2, VD4, VD6 (неуправляемые вентили - диоды). Вентили, пропускающие ток попарно (VS1 и VD2, VS3 и VD4, VS5 и VD6) соединены между собой и нагрузкой последовательно (рис. 2).

Рис.2 Мостовой трёхфазный выпрямитель.

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

.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 для трёхфазной мостовой схемы;

ΔUс = 0,1 (В) - относительное изменение входного напряжения (10%)

ΔUd = 300 - выпрямленное напряжение.

Принимая во внимание изменение напряжения сети:

αmin = (5 ÷ 10)0 - минимальный угол управления.

Типовая мощность трансформатора:

.

Кроме того, необходимо предусмотреть запас мощности на подмагничивание сердечника трансформатора, а также общий запас по мощности. По этому  принимаем:

.

По полученным данным выбираем трансформатор с номинальной мощностью 63 кВА (ГОСТ 9680-77), имеющий по ГОСТ 12022-76 следующие параметры:

Полная мощность: S = 63 (кВА);

Класс напряжения 10 (кВ);

Частота питающей сети: f = 50 (Гц);

Число фаз: m = 3;

Напряжение обмотки высокого напряжения (ВН): U1 = 380(В);

Напряжение обмотки низкого напряжения (НН): U2 = 317.583 (В);

Напряжение короткого замыкания: Uк = 4.5 (%);

Потери короткого замыкания: Pк = 1280 (Вт);

Ток холостого хода: i0 = 2.8 (%);

Потери холостого хода: Рх = 240 (Вт).

Трансформатор сухой, с естественным воздушным охлаждением.

.2 Расчёт силового трансформатора

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: .

Расчёт основных геометрических размеров.

Трансформатор имеет трёхфазный стержневой сердечник, собираемый в переплёт из пластин электротехнической холоднокатонной анизотропной тонколистовой стали марки 3405 по ГОСТ 21427.1-83. 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 стержнемa01 = 14 (мм);

Размер канала между обмотками НН и ВНа12 = 15 (мм);

Радиальный размер канала между обмотками ВН и ННа22 = 10 (мм);

Расстояние от краёв обмотки до ярма сверху и снизуl01 = 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 ;= 0,76 - коэффициент, выбираемый в зависимости от мощности трансформатора, металла обмоток, напряжения обмотки ВН и потерь короткого замыкания (табл. 3.3., (1)).

ар = 1,5 + 2,14 = 3,64 (см) = 0,0364 (м).

Активная составляющая напряжения короткого замыкания:

 (%).

Реактивная составляющая напряжения короткого замыкания:

 (%).

Индукция в стержне (по табл. 2.4., (1)):

= 1,58 (Тл)

Коэффициент усиления ярма:

я = 1,02.

Индукция в ярме:

 (Тл).

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:

= kкр · kз = 0,917 · 0,955 = 0,874 , гдекр = 0,917 - коэффициент заполнения круга (табл. 2.6. (1));з = 0,955 - коэффициент заполнения (междулистовая изоляция, жаростойкое покрытие с однократной лакировкой) (табл. 2.2. (1)).

Удельные потери в стали 3405 при частоте 50 Гц и индукции 1,58 Тл определяем по таблице 8.10. (1);

рс = 1.112 (Вт/кг) - потери в стержне;

ря = 1.074 (Вт/кг) - потери в ярме.

Удельную намагничивающую мощность определяем по таблице 8.17. (1);= 1.449 (ВА/кг) - в стержне;я = 1.383 (ВА/кг) - в ярме.

По таблице 3.12. (1) определим значение коэффициента β, который определяет соотношение между шириной и высотой трансформатора:

β = 1,8.

Для выбранного β рассчитаем основные размеры трансформатора. Определим диаметр стержня:

 ,

здесь kp - коэффициент Роговского.

Ближайшее значение из нормализованной шкалы диаметров (с. 87 (1)):= 0,125 (м).

Средний диаметр канала между обмотками:= a · d = 1,65· 0,125 = 0,206 (м),

где a - коэффициент, зависящий от мощности и класса напряжения, от принятого уровня потерь короткого замыкания и металла обмоток; для трансформаторов мощностью 10 - 160 кВА с применением холоднокатанной стали, с медными обмотками (с. 123 (1)):= 1,65.

Высота обмотки трансформатора:

.

Высота стержня трансформатора:= l + 2 · l01 = 0,36 + 2 · 0,03 = 0,42 (м).

Расстояние между осями стержней:

с = d12 + a12 + b · d + a22 = 0.206 + 0.015 + 0.55 · 0.125 + 0.010 = 0.299 (м),

где b = 0.55 - коэффициент для трансформаторов мощностью до 100 кВА (табл. 3.5 (1)).

Расчёт обмотки низшего напряжения (НН).

Активное сечение стержня

Пс = kз · Пфс = 0,955 · 0,01123 = 0.0107 (м2 ), где

Пфс = 0,01123 (м2 )- полная площадь сечения стержня ступенчатой формы для диаметра d = 0,125 м по табл. 8.6. (1).

Электродвижущая сила одного витка:в = 4,44 · f · Bc · Пс = 4,44 · 50 · 1,58 · 0.0107 = 3,753 (В)

Число витков обмотки НН на фазу:

 (витка),

округлим до целого: ω2 = 85 (витков).

Действительное напряжение одного витка:

.

Действительная индукция в стержне:

 (Тл.)

Средняя плотность тока в обмотках:

 (А/мм2 );

д = 0,97 - коэффициент, учитывающий добавочные потери в обмотках, потери в отводах и других металлических конструкциях от гистерезиса и вихревых токов (табл. 3.6. (1)).

Выбираем конструкцию однослойной цилиндрической обмотки из прямоугольного провода ПСДК.

Число витков в одном слое:

ωсл = ω2 = 85 (витков).

Ориентировочный осевой размер витка (высота витка):

Ориентировочное сечение витка обмотки НН:

 (мм2).

По полученным значениям hв1 и Пнн’ по сортаменту обмоточного провода для трансформаторов подбираем провода (табл. 5.3. (1)). Выбираем прямоугольные медные провода с параметрами:

а = 3.55 (мм) ; b = 11.2 (мм) - размеры шин без изоляции;

а` = 4.05 (мм) ; b` = 11.7 (мм) - размеры шин с изоляцией;

Пнн = 39.2 (мм2 )- сечение витка.

Плотность тока в ответвлениях обмотки НН:

 (А/мм2).

Осевой размер витка:в1 = a` = 4.05 (мм).

Осевой размер обмотки:= hв1 · (ωсл + 1) = 4.05· (85+1) = 348.3 (мм).

Радиальный размер обмотки:

а1 = b` = 11.7 (мм)

Внутренний диаметр обмотки:` = d + 2a01 = 125 + 2 · 14 = 153 (мм).

Наружный диаметр обмотки НН:`` = D1` + 2 а1 = 153 + 2 · 11.7= 176.4 (мм).

Средний диаметр обмотки НН.

 (мм).

Вес металла обмотки НН:= 28 · с · Dср· ωсл· Пнн· 10-5 = 28·3·16.47·85·39.2·10-5 = 46.097 (кг)

Увеличение массы провода за счёт изоляции марки ПСДК (толщина изоляции на две стороны по 0,5 мм) по табл. 5.5. (1) :

· 2 = 4 (%).

Вес провода обмотки:пр1 = G01 · 1.04 =46.097 · 1.04 = 47.941 (кг).

Вес металла в ответвлении обмотки НН при длине этого ответвления равной четырёхкратной высоте обмотки:отв1 = 4 · l1 · 10-1 = 4 · 348.3 · 10-1 = 139.32 (см) - длина ответвления;отв1 = lотв1 ·Пнн· γмеди ·10-5 = 139.22 · 39.2 · 8.9 · 10-5 = 0.486 (кг),

Где γмеди = 8,9 (кг/дм3 )- плотность меди.

Приближённая длина обмотки НН:

 (м).

Активные сопротивления отводов обмотки НН:

 (Ом), где

ρ = 0.0242 - удельное электрическое сопротивление металла обмоток при 1150С.

Расчёт обмотки высшего напряжения (ВН).

Число витков, необходимое для получения номинального напряжения:

 (витка);

округлим до целого: ωвн = 102 (витка).

Ориентировочная плотность тока в обмотке ВН:вн = 2Jср - Jнн = 2·2.666 - 2.921 = 2.411 (А/мм2 ).

Ориентировочное сечение витка обмотки ВН:

 (мм2 ).

Выберем конструкцию многослойной цилиндрической обмотки из медных круглых проводов марки ПСДК (табл. 5.1. (1)):пр = 5.2 (мм) - диаметр провода без изоляции;`пр =5.6 (мм) - диаметр провода с изоляцией;

Пвн = 21.22 (мм2 )- сечение витка обмотки.

Плотность тока в обмотке ВН:

 (А/мм2 ).

Число витков в одном слое обмотки ВН:

 (витка),

Где l2 = l1 = 348.3 мм - осевой размер обмотки ВН;

округлим до целого: ωсл2 = 61 (витков).

Число слоёв в обмотке:

 (слоя);

округлим до целого: nсл = 2 слоя.

Рабочее напряжение двух слоёв:м сл = 2 ωсл2 Uв = 2 · 61 · 3.753 = 457.866 (В).

Принимаем междуслойную изоляцию из 2 слоёв кабельной бумаги толщиной δм сл = 2 · 0,12 мм, выступ междуслойной изоляции на торцах обмотки (на одну сторону) = 10 мм.

Радиальный размер обмотки ВН:

а2 = d`пр nсл+ δм сл(nсл - 1) = 5.6 · 2 + 2· 0,12 · (2 - 1) = 11.44 (мм).

Внутренний диаметр обмотки ВН:` = D1`` + 2a12 = 176.4 + 2 · 15 = 206.4 (мм).

Наружный диаметр обмотки ВН:`` = D2` + 2a2 = 206.4 + 2 · 11.44 = 229.28 (мм).

Средний диаметр обмотки ВН

 (мм)=20.784 (см)

Вес металла обмотки ВН:= 28 · с · nсл · Dср· ωсл2· Пвн· 10-5 = 28·3·2·20.784·61·21.22·10-5 = 47.372 (кг).

.2.4.15олщина изоляции на две стороны по 0,5 мм) по табл. 5.1. (1) :

.5 · 2.1 = 3.15(%).

Вес провода обмотки:пр2 = G02 · 1,0315 = 47.372 · 1,0315 = 48.864 (кг).

Вес металла в ответвлении обмотки ВН при длине этого ответвления равной четырёхкратной высоте обмотки:отв2 = 4 · l2 · 10-1 = 4 · 348.3 · 10-1 = 139.32 (см) - длина ответвления;

Gотв2 = lотв2 ·Пвн· γмеди ·10-5 = 139.32 · 21.22 · 8,9 · 10-5 = 0.263 (кг), где γ меди = 8,9 кг/дм3 - плотность меди.

Приближённая длина обмотки ВН:

 (м).

Активное сопротивление отвода обмотки ВН:

 (Ом), где

ρ = 0,0242 - удельное электрическое сопротивление металла обмоток при 1150С.

Общий вес металла обмоток НН и ВН:= G01 + G02 = 46.097 + 47.372 = 93.469 (кг).

Расчёт параметров короткого замыкания.

Электрические потери в обмотке НН:э1 = 2,4 · Jнн2 · G01 = 2,4 · 2.9212 · 46.097 = 943.945 (Вт) , где

,4 - коэффициент для меди при температуре 750С.

Электрические потери в обмотке ВН:э2 = 2,4 · Jвн2 · G02 = 2,4 · 2.4112 · 47.372 = 660.887 (Вт).

Добавочные потери в обмотке НН:

Определение добавочных потерь сводится к расчёту коэффициента увеличения основных электрических потерь обмотки - kд1 , который для обмотки из прямоугольного провода рассчитывается по формуле:

де коэффициент  высчитывается как

, здесь

= ωcл1 = 85 - число проводников обмотки в направлении, параллельном направлению линий магнитной индукции поля рассеяния;

=0.355(см) - размер проводника в направлении, параллельном направлению линий магнитной индукции поля рассеяния;

=1.12 (см) - размер проводника в направлении, перпендикулярном направлению линий магнитной индукции поля рассеяния;

ρ = 0.0242 - удельное электрическое сопротивление металла обмоток при 1150С;- коэффициент приведения поля рассеяния;= 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:

где, здесь= ωcл2 = 61 - число проводников обмотки в направлении, параллельном направлению линий магнитной индукции поля рассеяния.

Потери в отводах обмотки НН:отв1 = 2,72·Jнн2·Gотв1 = 2.72·2.9212·0.486 = 11.278 (Вт).

Потери в отводах обмотки ВН:отв2 = 2,72·Jвн2·Gотв2 = 2.72·2.4112 ·0.263 = 4.158 (Вт).

Полные потери короткого замыкания:=Pэ1·kд1+Pэ2·kд2+Pотв1+Pотв2=943.945 ·1.062+660.887 ·1.007+11.278 +4.158 =1683.418 (Вт).

Определение коэффициента Роговского:

, где

.

Расчёт напряжения короткого замыкания:

% - активная составляющая;

 (%) - реактивная составляющая.

.

Напряжение короткого замыкания:

(%).

Активное сопротивление короткого замыкания:

 (Ом).

Реактивное сопротивление короткого замыкания:

(Ом).

Полное сопротивление короткого замыкания:

 (Ом).

Расчёт магнитной системы трансформатора.

Трёхфазный стержневой сердечник плоской магнитной системы, собираемый в переплёт из пластин холоднокатанной текстурированной 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 (табл. 8.2. (1)):

·6+65·7+85·6+95·6+105·16+120·18=5615 (мм2).

Общая толщина пакетов в половине сечения стержня:

+7+6+6+16+18=59 (мм).

Полное сечение стержня:

Пфс = 2·5615 = 11230 (мм2).

Активное сечение стержня:

Пс = 10700 (мм2)

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:

 = 257.02 (мм) , где

я = 1,3 - коэффициент, учитывающий увеличение площади поперечного сечения ярма по отношению к площади поперечного сечения стержня.пс - толщина пакетов для магнитной системы без прессующих пластин с прессовкой стержня обмоткой без бандажей, равняется общей толщине пакетов в половине сечения стержня.

Длина стержня:= l + 2l01 = 360+2·30=420 (мм).

Расстояние между осями соседних стержней:

с = D2``+a22 = 229.28 + 10 = 239.28 (мм).

Масса стали угла при многоступенчатой форме сечения ярма:= kз·Vy· γcт·10-3 = 0.955·1194·9.65·10-3 = 11.003 (кг), где

γcт = 9.65 (кг/дм3)- плотность холоднокатанной стали;= 1194 (см3)- объём угла по табл. 8.6. (1).

Масса стали стержней при многоступенчатой форме сечения ярма:= Gc` + Gc`` ,

где -Gc` - масса стали стержней в пределах окна магнитной системы;` = с·Пс·lc·γcт·10-3 = 3·107·42·9.65·10-3 = 130.101 (кг), где

с = 3 - число стержней трансформатора;

Gc``-Масса стали в местах стыка пакетов стержня и ярма:``=с(Пс·а1я· γcт·10-3 - Gу) =3·(107·12·9.65·10-3 - 11.003) = 4,162 (кг), где

а1я =12 (см) - ширина крайней пластины ярма;= 130.101+4.162=134.263 (кг).

Масса стали ярм:я = Gя` + Gя``; гдея` -Масса частей, заключённых между осями крайних стержней:я` = 2(с-1)с·Пя·γcт·10-3 = 2(3-1) ·26.4·108.01·9.65·10-3 = 110.066 (кг), где

с = 3 - число стержней трансформатора;

с=26.4 (см) - расстояние между осями соседних стержней;

- Масса стали в частях ярм общих со стержнем

(кг);я=110.066 + 22.006 = 132.072 (кг).

Полная масса стали плоской магнитной системы трансформатора:

ст = Gc + Gя = 134.263+132.072=266.335 (кг).

Расчёт потерь холостого хода.

Сердечник набирается из электротехнической тонколистовой рулонной холоднокатанной текстурированной стали марки 3405 - 0.30 мм по ГОСТ 21427-83.

Индукция в стержне:

 (Тл).

Индукция в ярме:

 (Тл).

Индукция в зазоре:

 (Тл).

Удельные потери по табл. 8.10. (1):з = 472 (Вт/ м2). Pc = 1.112 (Вт/ кг). Pя = 0.922 (Вт/ кг).

Для стали 3405 - 0,30 мм при наличии отжига принимаем коэффициенты:пя = 1 - коэффициент увеличения потерь, зависящий от формы сечения ярма;пш = 1.01 - коэффициент, учитывающий перешихтовку верхнего ярма;пп = 1.03 - коэффициент, учитывающий прессовку магнитной системы;пу = 10.64 - коэффициент, учитывающий форму сечения ярма;пр = 1.05 - коэффициент, учитывающий влияние продольной резки полосы рулона на пластины;пз = 1.0 - коэффициент, учитывающий влияние срезания заусениц.

Потери холостого хода:

=1.05·1(1.112·134.263+0.922·110.066- 4·0.922·11.003+((1.112+0.922)/2)·10,64·11.003)+

+6·472·1,414·107·10-4 = 167.855 (Вт);

Рх = kпя·kпп·kпш·Px` = 1·1.03·1.01·167.855 =174.619 (Вт).

Удельные намагничивающие мощности по табл. 8.17. (1):з = 3000 (Вт/A). qс = 1.524 (Вт/кг). qя = 1.447 (Вт/кг).

Для стали 3405 - 0,30 мм при наличии отжига принимаем коэффициенты:тя = 1 - коэффициент, зависящий от формы сечения ярма;тш = 1.01 - коэффициент, учитывающий перешихтовку верхнего ярма;тп = 1.045 - коэффициент, учитывающий прессовку магнитной системы;ту = 9.9 - коэффициент, учитывающий форму сечения ярма;тр = 1.18 - коэффициент, учитывающий влияние продольной резки полосы рулона на пластины;тз = 1.0 - коэффициент, учитывающий влияние срезания заусениц;т пл = 1.27 - коэффициент, учитывающий ширину пластин в углах магнитной системы (табл. 8.21. (1)).

Намагничивающая мощность при холостом ходе:

=1.18·1(1.524·134.263+1.447·110.066- 4·1.447·11.003+((1.524+1.447)/2)·9.9·11.003·1.27)+

+6·3000·1.414·107·10-4 = 869.056 (ВА);х = kтя·kтп·kтш·Qx` = 1·1,045·1.01·869.056 =917.245 (ВА).

Расчёт тока холостого хода.

Относительное значение тока холостого хода:

(%) .

Активная составляющая тока холостого хода:

(%) .

Реактивная составляющая тока холостого хода:

(%) .

Ток холостого хода обмотки ВН:

;

;

.

Расчёт КПД трансформатора.

.3 Выбор вентилей

Основными параметрами для выбора вентилей являются средний прямой ток через вентиль IAV 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 рекомендациями данными в (2) выбираем коэффициенты:= 1 - число параллельных вентилей;дт = 1 - коэффициент деления тока по параллельным вентилям;β = 0,7 - коэффициент, зависящий от угла проводимости и формы тока;г = 1 - коэффициент, зависящий от частоты;= 5 - коэффициент, зависящий от амплитуды;

ΨI AV = (0,8 … 1) = 0,9;- максимальный выпрямленный ток, IEM1 = Id max = 100 (A);

.

Условие для выбора по обратному напряжению:

, где

обр m = 1.05Ud = 1.05·300=315 (B);= 1 - число последовательно соединённых вентилей;дт = 1 - коэффициент деления тока по последовательным вентилям;

ΨUW = (0,6 … 0,67) = 0,67 - для тиристора;

ΨUW = (0,7 … 0,8) = 0,8 - для диода;

;

 (В).

Для диода:

 (В).

По полученным значениям, пользуясь справочниками (3, 4) выбираем полупроводниковые приборы с параметрами:

Тиристоры - Т-50

Средний ток IAV = 50 А;

Максимальное обратное напряжение Uобр max = 1000 В;

Повторяющийся импульсный обратный ток IRRM = 5 мА;

Ток включения 300 мА при Uy = 5 B;

Время включения, не более tgt = 10 мкс;

Диоды - ВКУ-50

Средний ток IAV = 50 А;

Максимальное обратное напряжение Uобр max = 800 В;

Максимальный повторяющийся импульсный обратный ток 10 мА.

Для исключения перегрева вентилей в режимах длительной эксплуатации рекомендуется использовать охладители типов (3):

Для тиристора Т-50 используются воздушное принудительное охлаждение: шестиребеный

Для диода ВКУ-50 используются воздушное охлаждение: четырехреберное.

.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 = 100 (A);ном = Ud = 300 (B).

По справочнику (5) выбираем автоматический выключатель А3120Р с параметрами:ном = 100 (А);ном = 300 (В) , комбинированный расцепитель;= 800 (A) - уставка по току срабатывания.

Для автомата на переменном токе:

Iном = I1 = 95,718 (A);ном = Uвх = 380 (B)

По справочнику (5) выбираем автоматический выключатель А3115Р с параметрами:ном = 100 (А);ном = 380 (В) , комбинированный расцепитель;= 400 (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 максимального прямого тока вентиля Iпр max , максимального обратного напряжения Uобр max и максимального обратного тока Iобр max по следующим формулам:

(пФ);

(кОм), где

Uк - напряжение короткого замыкания трансформатора в относительных единицах;

ω = 2πf = 2·3.14·50 = 314 рад/с - угловая частота питающей сети.

.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:

, где

 - коэффициент пульсаций на входе фильтра;= 3 - число пульсаций выпрямленного напряжения за период напряжения питания;вых = 0.0125 (5% от kn вх);

.

Используем в проекте простой однозвенный Г - образный LC - фильтр. Рассчитаем его параметры для kcг = 20. Индуктивность фильтра выбирается из соотношения:

 мГн, где

Ом.

Примем ld = 100 мГн, тогда ёмкость фильтра:

 мкФ, где

ф = λ·kсг ≈ kсг = 20 - коэффициент фильтрации.

5. Разработка принципиальной схемы системы управления (СУ).

.1 Расчет диапазона регулирования угла управления тиристором

Расчет минимальных углов управления при ΔUвх=(+10÷-5) (%):

Расчет максимальных углов управления при ΔUвх=(+10÷-5) (%)

Таким образом полный диапазон изменения угла регулирования  при сохранении  в заданном диапазоне (300…90) (В) составит

Расчет цены деления  при его задании в виде двоичного кода градус/бит:

 (градус/бит)

.2 Функциональная схема и принцип работы СУ

Система управления предназначена для формирования управляющих импульсов, подаваемых на тиристоры. Для управления несимметричным мостовым трёхфазным выпрямителем будем использовать одноканальную синхронную СУ, функциональная схема которой представлена на рис. 5.

Ny

ФСУ

Рис. 5. Функциональная схема СУ

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 синхросчётчика сбрасываются. На входе 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).

.3 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 VD10 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 Т3 - Т6 поступают на управляющие электроды тиристоров..

.4 Расчёт и выбор элементов схемы СУ

Расчёт генератора импульсов высокой частоты.

Частота импульсов ГВЧ:гвч = 2Nf3 = 28·50·3=38400 (Гц), где= 8 - количество разрядов;= 50 Гц - частота сети переменного тока.

Частота генерации схемы, собранной на элементах D1.1 - D1.3:

 (Ф) ,где= 560 (Ом), принимаем С7 = 0,047(мкФ).

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 =100 (кОм) получим

 (МОм), примем R1 = 17 (МОм).

Конденсатор С1 выбираем из условия XC1 << R1 + R2 , при этом погрешность не должна превышать 0.5 электрических градусов:

, где

, откуда

 (мкФ), принимаем

С1 = 1 (мкФ).

Цепочка С2R3R4 точно такая же как и рассчитанная выше С1R1R2, поэтому С2 = С1 = 1 (мкФ), R1 = R3 = 17 (МОм), R2 = R4 = 100 (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:т =3.9 (В), Iст = 5 (мА).

Напряжение на резисторе R5:= Uвых DA1 max - Ucт = 10 - 3.9 = 6.1 (В), гдевых DA1 max =10 (В) - максимальное выходное напряжение ОУ,

Тогда

 (Ом), где

вх DA1 max = 0,04 мА - максимальный входной ток высокого уровня, принимаем R5 = 1,2 (кОм).

Для длины импульса, формируемого микросхемой DD2.1 равной 1 мкс пользуясь графиком приведенным в справочнике 9 на рис 1.138д подбираем номиналы времязадающей цепи: С8=240 (пФ) , R29=10 (кОм).

Для гальванической развязки СУ с сетью выпрямителя примем согласующий трансформатор с коэффициентом трансформации равной 1.

Рис.6 Согласующий трансформатор.

Выбор элементов формирователя импульсов

Длина импульсов управления тиристорами принимается τу = 50 (мкс). Для микросхемы К155АГ3 длина импульса при Сτ > 1000 (пФ) рассчитывается по формуле:

τвых = 0.28·Rτ·Cτ·(1+0.7/Rτ), отсюда

, примем R27 = 100 (кОм), тогда

 (пФ), принимаем

С11 = 1800 (пФ).

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: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 = 5 (B);

-Pk max =10 (Вт).

Ток базы VT2:

 (мА).

 (Ом), примем R30 = 3,6 (кОм).

Когда транзистор VT1 открыт, его коллекторный ток равен:

 (мА).

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 IR28 = 200 (мкА);

Напряжение на нём: UR28 = Uвых DD9.2 - Uбэ нас VT1= 5 - 1.2 =3.8 (B), гдевых DD9.2 = 5(В) - номинальное выходное напряжение высокого уровня.

Отсюда найдем.  (кОм) , примем R28 =18 (кОм).

Ток через резистор R29:= IR28 - Iб VT1= 200 - 40 =160 (мкА).

 (Ом), примем R29 = 7.5 (кОм).

Напряжение импульса на вторичной обмотке импульсного трансформатора Т1:T1 = kU1 T1 = k(Uпит - Uкэ нас VT2) = 1(15 - 0.6) = 14.4 (B), где- коэффициент передачи импульсного трансформатора.

Тогда UR37 = U2 T1 - Uy VS1 = 14.4 - 12 = 2.4 (B).

 (Ом), принимаем R37 = 16 (Ом).

Мощность, рассеиваемая на резисторе:

 (Вт).

Используем в качестве R37 резистор типа МЛТ-1; ограничительные резисторы R23, R24, R25 принимаем типа МЛТ-0.125-3 (кОм); R17, R18, R19, R26, R40 принимаем типа МЛТ-0.125-1.5 (кОм).

Выбираем согласующий трансформатор, коэффициент трансформации которого равен 1.

Рис.7 Согласующий трансформатор

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+3·150+3·7.75=487 (мА);

На напряжение -15В: I-15 = 3IDA1 = 3·5=15 (мА);

На напряжение 5В: .

Токи, потребляемые микросхемами:

IDD1 = IDD9 = 22 (мА);= IDD3 = 66 (мА);= IDD5 = 102 (мА);= IDD7 = 20 (мА);= 26 (мА);= 63 (мА);= 509 (мА).

Потребляемые мощности соответственно:= I15·15=487·15=7.305 (Вт);= I-15·15=15·15=0.225 (Вт);= I5·5=509·5=2.545 (Вт).

Общая мощность, потребляемая схемой управления:=P15+P-15+P5=7.305+0.225+2.545=10.075 (Вт).

Рис. 8 Временные диаграммы

6. Спецификация элементов

Заключение

В результате выполнения данного курсового проекта был разработан зависимый преобразователь переменного напряжения в постоянное. Полученное устройство позволяет регулировать переменное напряжение трехфазной сети, полный диапазон изменения угла регулирования  при сохранении  в заданном диапазоне (300…90) (В) составит .

Список литературы

Тихомиров П.М. - Расчёт трансформаторов. - М.: Энергия, 2010.

Исхаков А.С., Дедков Н.В. - Методические пособия по выполнению курсового проектирования по дисциплине СЭПП. - Северодвинск, Севмашвтуз, 1995.

Черепанов В.П., Хрулев А.К. - Тиристоры и их зарубежные аналоги. Справочник. В 2 т. - М.: ИП РадиоСофт, 2012.

Полупроводниковые приборы: диоды, тиристоры, оптоэлектронные приборы. Справочник./ под ред. Н.Н. Горюнова. - М.: Энергоиздат,1982.

Справочник судового электротехника. Т. 2. Судовое электрооборудование/ под ред. Г.И. Китаенко. - Л.: Судостроение,1980.

Руденко В.С, Сенько В.И., Чиженко И.М.. - Основы преобразовательной техники. - М.: Высшая школа, 1980.

Силовые полупроводниковые приборы: Справочник / О.Г. Чебовский, Л.Г. Моисеев, Р.П. Недошвин. - М.: Энергоатомиздат, 1985.

Транзисторы: Справочник/ О.П. Григорьев, В.Я. Замятин, Б.В. Кондратьев, С.Л. Пожидаев. - М.: Радио и связь, 2009.

Шило В.Л. - Популярные цифровые микросхемы: Справочник. - Челябинск: Металлургия, 2009.

Нефедов А.В. Интегральные микросхемы и их зарубежные аналоги.(Т1,Т2, Т5)