|
| |
|
Главная Журналы Рис. 37.  0.5 1 15 2 Рис. 38. 2.5 П Будем исходить из условия, та>€М* кость коммутирующего конденсатора определяется с учетом начального напряжения на нем и начального тока нагрузки (в первый период коммутации). Считаем» что при этом обеспе* чиваются надежная коммутация и напряжение [/j и ток нагрузки находится из соотношения (3.53) где ky - коэффициент коммутационной устойчивости. Отметим, что при дальнейшем увеличении якорного тока (в схемах соб-ратной связью по току) возрастает напряжение i/j. Однако рост его может осуществляться с различной интенсивностью. Очевидно, что если уровень напряжения на конденсаторе увеличивать таким образом, чтобы коэф(})ициент ky всегда оставался неизменным, т. е. ky = const, то коммутационная способность схемы сохраняется во всем диапазоне изменения токов нагрузки при оптимальном напряжении на коммутирующем конденсаторе. Зависимость изменения напряжения на коммутирующем конденсаторе от тока нагрузки показана на рис. 37, откуда видно, что коэффициент fey характеризуется углом наклона прямой Тогда :L = tga = const. (3.54) Uk (/а) К оси збСцИСС. Можно сделать вывод, что, каким бы способом не повышалось напряжение на коммутирующем конденсаторе в функции тока нагрузки в низковольтных импульсных преобразователях, для надежного гашения силового тиристора необходимо соблюдение критерия переменной коммутационной способности (3.54). Рассмотрим зависимость (/ от тока нагрузки и емкости коммутирующего конденсатора. Согласно равенству (2.1) можно записать С = tjky. Тогда при заданном (паспортном) значении времени восстановления каждому ky будет соответ- ствовать определенное значение емкости С. Зависимости и*к (/а) для различных значений ky, построенные для низкочастотных тиристоров (/в = 100 • 10- с), приведены на рис. 38. В качестве базовых величин взяты номинальный ток нагрузки и начальное напряжение на коммутирующем конденсаторе. Как видно из этого рисунка, с увеличением коэффициента ky уменьшается емкость коммутирующего конденсатора, а напряжение на нем возрастает. Для каждого ky существует определенный токовый участок, на котором нет необходимости повышать напряжение на конденсаторе выше начального, так как при выбранной емкости конденсатора обеспечивается коммутационная способность схемы и чем больше величина С, тем больше этот участок. При других значениях 4, равных 75, 50 и 30 мкс, значение С, определенное с помощью рис. 38, необходимо умножить соответственно на 0,75, 0,5 и 0,3. Полученные зависимости можно реализовать с помощью обратной связи по току нагрузки тем или иным способом. Таким образом, зависимости, приведенные на рис. 38, можно назвать характеристикой обратной связи. Вид этой характеристики и емкость коммутирующего конденсатора зависят от кратности тока нагрузки и допустимого напряжения на элементах схемы. Очевидно, что степень увеличения U определяется нижним значением напряжения аккумуляторной батареи и максимальной кратностью тока нагрузки. Вид реальной характеристики обратной связи однозначно не определяется, он носит нелинейный характер, зависящий от степени разря-женности батареи, срока ее службы, характера тока нагрузки и добротности перезарядного контура. Наиболее оптимально характеристику обратной связи можно реализовать сравнением и и I соблюдением условия ky = const во всем диапазоне регулирования. 4. Методика расчета преобразователей с повышенной коммутационной способностью При расчете преобразователя постоянного напряжения для низковольтного электротранспорта .заданными являются следующие величины: напряжение и внутреннее сопротивление аккумуляторной батареи (разряженной и полностью заряженной); паспортные данные тягового двигателя; предельно допустимый размах пульсаций якорного тока; паспортное время восстановления силового тиристора; диапазон регулирования выходного напряжения. Учитывая, что схема преобразователя с повышенной коммутационной способностью (см. рис. 26) разработана на основе преобраэотателя, нриведеянш ва рис. 13, рассматриваш вначале методику расчета последнего, так как основные р*5-четные соотношения для этих схем идентичны. Основные параметры, характеризующие элементы схемы, приведенной на рис. 13, и режимы ее работы определяются следующим образом. 1. Емкость коммутирующего конденсатора С = Wb/S/. (3.55) 2. Величина коммутирующей индуктивности Ср-МИИ (3.56) Выполненные расчеты и экспериментальные исследования [56] показывают, что в диапазоне якорных токов /ном - 3/ном с достаточной для практики точностью можно принять 24i. Тогда из выражения (3.56) определяем максимальную индуктивность коммутирующего контура макс ср.мнн к (3.57) Минимальная величина этой индуктивности ограничена допустимой амплитудой перезарядных токов. Минимальная длительность открытого состояния силового тиристора составляет (3.58) Ui + t Отсюда максимальная частота коммутации с учетом предыдущего условия = \12кУТ (3.59) макс Частота коммутации, определенная по выражению (3.59), может достигать нескольких килогерц. На практике разработчики стараются использовать верхний предел частоты f, допускаемый частотными свойствами силовых тиристоров. Для тиристоров общего применения (Т-320-Т-150) этот предел составляет 500 Гц. Нижний предел частоты коммутации ограничен глубиной пульсаций якорного тока Л/. В частности, при частотно-широтном способе регулирования в работе [61 приведены формулы для определения максимальной и минимальной частот коммутации /к.макс ~ 0,125 1кЛ/ "Тмив) (3.60) (3.61) " т где 7мии минимальная вкважность» умив = (п + UC \ + ]1Т\ Д/ - величина относительных пульсаций [87J, Д/ = ± (20 -h 40) /ср. 3. Затем проводится проверочный расчет времени с учетом индуктивности якорной цепи и противоЭДС двигателя, при этом необходимо, чтобы /«2 > в- 4. Собственная круговая частота коммутирующего контура = 2пУТХ. (3.62) 0)0 = 5. Реактивная мощность коммутирующего конденсатора Q = 6(/я/к.„аксС. (3.63) По величине емкости, напряжения (U = W) и реактивной мощности выбирается коммутирующий конденсатор. Берется ближайшее большее значение. 6. Тип и класс вентилей схемы. Тиристоры выбираются но рабочему току /р = /г VfJI.u, где /г - эффективный ток тиристора; /«.п - номинальная частота коммутации тиристора. Тиристор Т1-In = ]/ = 1с\, тиристор 75- 1тз = /с.. Напряжение на всех тиристорах не превышает 3f/. Обратный диод /д = 1а2. Напряжение на диоде достигает 4(У. 7. Потери в схеме определяются в следующем порядке. Вначале потери в тиристорах и обратном диоде. Потери в тиристорах состоят из коммутационных потерь и потерь при прохождении прямого тока. Коммутационные !ютери в тиристоре 2 с\ /а\, ГИриСТОр Т2 ~~ 1т2 Тжом Тмаксв/к.макс (3.64) Для тиристоров Т1 и Т2 максимальным является ток /сЬтакс, определяемый но формуле (2.18) при t = /к]/2, а для тиристора ТЗ - ток /,л„кс при / = /к, (3.26)., Потери в тиристоре при прох"ождении тока определяются по формуле (3.65) Прямое падение напряжения на тиристоре AUup берется из паспортных данных. Для тиристора Т1 средний ток / р U г" -~ ~г -• Г/Ср UlCp ClCp- v-реднии ток через тиристоры Т2 и ТЗ равен среднему перезарядному току в интервалах Ui и t. соответственно /сГср и /с2ср. clcp 7 6-2604 Потери в обратном диоде Яд = Д t/пр/дср, а в коммутирующем дросселе Рь = rtjl, где Гь - активное сопротивление дросселя; /х - эффективный ток дросселя, ==  8. КПД преобразователя (без системы управления) Рп + Р (3.66) полезная мощность, потребляемая двигателем, Р а а* 9. Диапазон регулирования d=UlU ср.мин (3.67) 10. Параметры фильтра можно рассчитать по методикам, изложенным в [6, 124 . Нагрузкой преобразователя постоянного напряжения в низковольтном аккумуляторном электротранспорте могут быть двигатели с независимым и последовательным возбуждением. Отметим, что у двигателей с независимым возбуждением основной магнитный ноток не зависит от импульсного якорного тока, а индуктивность якорной цепн определяется в основном линейной индуктивностью сглаживающего дросселя, включаемого 1Юследователыю с якорем электродвигателя. Как показывает практика, в настоящее время в низковольтном электротранспорте в качестве тяговых чаще всего применяются двигатели последовательн010 возбуждения. При импульсном питании двигателя последовательного возбуждения в его якорной цепи возникают пульсации тока. По этой причине анализ электромагнитных процессов и определение основных величин в преобразователе и двигателе значительно усложняются вследствие работы двигателя в двух режимах: ненасыщенном и насыщенном. Если в насыщенном режиме работы двигателя возможно принятие независимости магнитного потока возбуждения от тока двигателя, то в ненасыщенном этого сделать нельзя [35]. Нелинейность кривой намагничивания обусловливает зависимость электромагнитной постоянной времени обмотки возбуждения, относительных коэффициентов ЭДС и момента c\ от 1. Поэтому основной магнитный поток за период переключений изменяется по частной петле гистерезиса. На величину магнитного потока оказывают влияние вихревые токи, наводимые в массивных частях магнитопровода. В этой связи переменная составляющая магнитного потока и индуктивность якорной цепи являются сложными функциями, зависящими от конструкции двигателя и свойств стали магнитопровода. Поскольку не существует точного аналитического выражения для определения индуктивности якорной цепи двигателя последовательного возбуждения при импульсном питании, воспользуемся выражением, приведенным в [61, при условии, что Гд = 0. Тогда L, = t/Y(l-Y) ,A/,. (3.68) Для уточненного расчета величин снимается ряд осциллограмм якорных токов для различных нагрузок иа валу двигателя при импульсном питании. Определяется размах пульсаций для каждого значения тока нагрузки, индуктивность вычисляется по формуле (3.68), а затем строится зависимость L.a {Iаср) Пульсирующий ток двигателя приводит к пульсации момента и, следовательно, скорости. Однако вследствие малого периода пульсаций и значительной электромеханической постоянной времени привода (Гм Тдв) скорость можно считать практически неизменной в пределах периода переключений. В работах [124, 128] на основании экспериментальных исследований и теоретического анализа показано, что при частоте питания 50 Гц наблюдается значительное сглаживание магнитного потока, а при повышенных частотах преобразователя (400 Гц и выше) сглаживание магнитного потока возбуждения еще более возрастает. Анализ экспериментальных кривых [35] показал, что отклонение средней кривой намагничивания при 400 Гц от кривой намагничивания по постоянному току не превЕ>1шает 7 %. Поэтому при анализе и расчете ква-зиустановившихся электромагнитных процессов в преобразователе постоянного напряжения с тяговым двигателем после-дователыюго возбуждения с достаточной степенью точности можно считать, что изменение среднего значения магнитной индукции происходит по кривой намагничивания для постоянного тока, а выражения для ЭДС вращения и момента двигателя можно записать в виде где со - частота вращения; / в.ср-а» (3.69) в.«р - средний ток обмотки возбуждения. Таким образом, для экспериментального нахождения зависимости (/аср), необходимой для -нахождения проти-воЭДС двигателя последовательного возбуждения, определяются все величины при различных токах нагрузки, входящие в выражение ф {U-Ia срО/«> (3.70) где п- скорость вращения, об/мин. Прежде всего для преобразователя постоянного напряжения с передачей энергии из контура нагрузки в коммутирую- 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 [ 15 ] 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 |
|||||||||||||||||||||||||||