Групповое соединение преобразователей

Особенности работы мощных преобразователей электрической энергии большой мощности

Лекция 1

Последовательное и параллельное соединение преобразователей.

Схемы тиристорных реверсивных двухполупериодных преобразователей с питанием от однофазной сети (1Ф2Н2П)

Рис.1. Реверсивные однофазные системы электропривода: а, б, в – преобразователи с трехобмоточным согласующим трансформатором; г, д – преобразователи прямого включения в сеть

На рис.1,а показана схема, построенная по дифференциальному принципу и содержащая четыре тиристора . При одном направлении тока в нагрузке в один полупериод напряжения питания открыт тиристор VS1, а в другой полупериод – тиристор VS2, тиристоры и закрыты. При реверсе состояние тиристоров меняется на противоположное. В данной схеме напряжение, наводимое во вторичной обмотке трансформатора, полностью прикладывается к закрытым тиристорам.

Отличительной особенностью схемы на рис.1,б является наличие лишь двух тиристоров, что значительно упрощает схему управления тиристорами. Оба тиристора в этой схеме включены в диагональ мостов и , составленных из диодов. В этой схеме тиристоры защищены от воздействия обратного напряжения диодами выпрямителя. При одном направлении тока в нагрузке в первый полупериод напряжения открыт тиристор , и ток замыкается по цепи . Во второй полупериод напряжения питания открыт тиристор и ток замыкается по цепи . При другом направлении тока в нагрузке цепь состоит из и соответственно.

В схеме на рис.1,в направление тока в нагрузке обеспечивается своим индивидуальным мостовым выпрямителем и . В данной схеме не требуются дополнительные меры по закрытию тиристоров, поэтому она является универсальной.

Для схемы рис.1,г одному направлению тока в нагрузке соответствует открытое состояние тиристоров и , образующих одно плечо. Для смены направления тока в нагрузке состояние плеч необходимо изменить на обратное.

Тиристорный преобразователь, показанный на рис.1,д, имеет восемь тиристоров и по системе управления эквивалентен тиристорному преобразователю на рис.8,в. При одном направлении тока в нагрузке открыты тиристоры и в один полупериод сетевого напряжения, и , – в другой полупериод, при реверсе соответственно и , и .

Во всех схемах реверсивных тиристорных электроприводов при работе одной группы тиристоров в выпрямительном режиме другая группа находится в готовности к инверторному режиму. Применяются два основных метода управления вентильными группами: метод совместного и метод раздельного управления. Совместное управление целесообразно применять для высокоточных приводов. Раздельное управление целесообразно применять в тех случаях, когда допустимо «мертвое» время порядка 5x10 мс.

Схемы тиристорных реверсивных трехфазных нулевых преобразователей

Для реверсивных быстродействующих регулируемых электроприводов постоянного тока используются двухкомплектные вентильные преобразователи, варианты которых приведены на рис.9, 10 [1,2].

Рис.2. Реверсивные системы электропривода: а - нулевая схема преобразователя с одной вторичной обмоткой трансформатора; б, в – нулевые схемы преобразователей с двумя комплектами вторичных обмоток, б – трехпульсная, в шестипульсная

Рис.3. Схемы тиристорных реверсивных трехфазных мостовых преобразователей: а - встречно-параллельная схема мостового преобразователя (вместо трансформатора могут быть реакторы);б - схема преобразователя с двумя одинаковыми комплектами вторичных обмоток трансформатора

В схеме рис.2,а вторичные обмотки трансформатора питают две группы тиристоров. При одном направлении тока в нагрузке группа тиристоров, например тиристоры , работает в выпрямительном режиме, а другая группа - тиристоры – в инверторном режиме. При необходимости изменения направления тока в нагрузке нужно изменить режим работы каждой группы.

Отличительной чертой реверсивного преобразователя, показанного на рис.9,б, является наличие двух групп вторичных обмоток вентильного трансформатора . В этом преобразователе так же, как и в предыдущем, одна группа тиристоров работает в выпрямительном режиме, а другая – в инверторном.

Отличительной чертой реверсивного преобразователя на рис.9,в является увеличение числа пульсаций за счет специального включения вторичных обмоток трансформатора Т.

На рис.10,а представлена встречно-параллельная схема трехфазного преобразователя, обеспечивающего работу привода постоянного тока в четырех квадрантах. Часто эту схему применяют без трансформатора на входе или с одним трансформатором на несколько преобразователей.

Отличительной чертой реверсивного преобразователя на рис.10,б является наличие двух групп вторичных обмоток и вентильного трансформатора .

Между двумя группами тиристоров в рассмотренных реверсивных схемах под действием разности мгновенных значений напряжения может протекать ток, минуя цепь нагрузки, который называют уравнительным током. Уравнительный ток создает дополнительные потери в тиристорах и обмотках трансформатора и, в некоторых случаях при переходных режимах может вывести преобразователь из строя. Для ограничения уравнительного тока включаются дополнительные уравнительные дроссели .

Для уменьшения пульсаций выпрямленного тока, улучшения динамических и энергетических характеристик находят большое распространение многофазные преобразователи. Увеличение фазности выпрямления достигается посредством последовательного включения двух и более трехфазных мостовых преобразователей со сдвинутыми по фазе анодными характеристиками.

ОПТИМИЗАЦИЯ ЧИСЛА

ВТОРИЧНЫХ ФАЗ ТРАНСФОРМАТОРА ВЫПРЯМИТЕЛЯ.

ЭКВИВАЛЕНТНЫЕ МНОГОФАЗНЫЕ СХЕМЫ ВЫПРЯМЛЕНИЯ

При питании выпрямителей от промышленной сети общего пользования число первичных фаз трансформатора выпрямителя задано -одна или три. Вместе с тем число вторичных фаз трансформатора, как было видно уже при рассмотрении базовых ячеек выпрямителя, может быть больше числа первичных фаз. При необходимости число фаз вторичных напряжений трансформатора может быть любым, в том числе и не кратным трем, что достигается при комбинации напряжений вто­ричных обмоток трансформатора, подобных соединению в зигзаг. Поэтому возникает вопрос об оптимальном числе фаз вторичного напряжения трансформатора с позиций других критериев, чем в двух предыдущих разделах, а именно прежде всего, с позиции критерия относительного значения полной мощности вторичных обмоток трансформатора S ₂^*. В качестве цели анализаопределим здесь установление общей зависимости S ₂^* от числа вторичных фаз трансформатора сна­чала для однополупериодных схем выпрямления с q = 1, а затем и для двухполупериодных с q = 2.

Таким образом, оптимальное число вторичных фаз трансформатора по критерию S ₂^* одинаково для двухполупериодных и однополупериодных схем выпрямления. В то же время по критериям качества выпрямленного напряжения и первичного тока выпрямителя оптимальное число вторичных фаз трансформатора стремится к бесконечности. Отсюда становится очевидной необходимость построения мощных выпрямителей по таким схемам, у которых во вторичных об­мотках трансформатора протекают токи с оптимальной для него длительностью 27Г/3, как у трехфазных схем, а по числу пульсности выпрямления эти схемы были бы аналогичны многофазным схемам выпрямления. Такие схемы получили название эквивалентных многофазных схем выпрямления.

Широкое распространение для мощных высоковольтных схем выпрямления (прежде всего в системах передачи энергии постоянным током) получила схема эквивалентного двенадцатифазного выпрямления на базе двух трехфазных мостовых схем, показанная на рис. 3.8.3.

Здесь две трехфазные мостовые схемы выпрямления включены по входу параллельно, а по выходу - последовательно. Для получения сдвига в 30° между шестикратными пульсациями выпрямленных на­пряжений каждого моста первичные (либо вторичные) обмотки транс­форматора одного моста соединены в треугольник и получают пита­ние уже от линейных напряжений сети, сдвинутых относительно фаз­ных напряжений на требуемый угол. Временные диаграммы напряже­ний и токов схемы показаны на рис. 3.8.3, б и построены при тех же допущениях, что и у базовых ячеек выпрямления, рассмотренных в

2 (X_d = _оо, X _a = 0).

На первой диаграмме приведены трехфазная система вторичных напряжений трансформатора левого моста, кривая выпрямленного напряжения этого моста u'_d и кривая тока i'_2a во вторичной обмотке

трансформатора фазы а'. На второй диаграмме те же построения сделаны для правого моста. На третьей диаграмме построена кривая ре­зультирующего выпрямленного напряжения как сумма выпрямленных напряжений u'_d и u"_d отдельных мостов. Видно, что период пульсаций

выпрямленного напряжения u_d равен 30°, т. е. пульсации стали две­надцатикратными по отношению к частоте сетевого напряжения. На четвертой диаграмме построена кривая результирующего тока питаю­щей сети как алгебраическая сумма первичных токов i[_A, i[ _{1 C}, обра­зующих линейный ток левого трансформатора, и тока i" _{1 A} правого

трансформатора. При этом учтено, что коэффициент трансформации левого трансформатора K'_т больше коэффициента трансформации

правого трансформатора K_т в V 3 раз, так как

Результирующая кривая тока на входе эквивалентного двенадцатифазного преобразователя содержит двенадцать ступеней за период, что в соответствии с законом Чернышева (3.5.3) подтверждает двенадцатифазность выпрямления.

Т

Таким образом, объединяя несколько схем выпрямления трехфазного тока с оптимальной длительностью токов во вторичных обмотках трансформаторов λ=2π/3 и комбинируя схемы включения первичных и вторичных обмоток трансформаторов для получения эквивалентной многофазной системы выпрямляемых напряжений, можно получить эквивалентные 24-, 48- и даже 96-фазные (такая схема имеется на 140 кА для электролиза) выпрямители.

КОЭФФИЦИЕНТ ПОЛЕЗНОГО ДЕЙСТВИЯ

Коэффициент полезного действия (КПД) определяется отношением активной мощности на выходе преобразователя к активной мощности на входе. Применительно к выпрямительному режиму работы вентильного преобразователя это означает

а для режима зависимого инвертора

Здесь Δ P - потери активной мощности внутри вентильного преобразо­вателя.

Эти потери складываются из потерь в трансформаторе Δ P_{Т т}, потерь в вентилях Δ P_В, потерь в фильтре Δ P_Ф, потерь в системе управления

Δ P_У, т. е.

Потери в трансформаторе состоят из потерь в стали трансформатора и потерь в меди обмоток. Первые можно приравнять потерям в опыте холостого хода Δ P _хх, когда магнитный поток номинальный, а токов в обмотках нет (пренебрегая током намагничивания). Вторые при номинальной нагрузке можно приравнять потерям в опыте короткого замыкания Δ P _кз, когда в обмотках трансформатора протекают номинальные токи, а магнитного потока практически нет при малых значениях напряжения короткого замыкания трансформатора, прикладываемого в этом опыте к первичным обмоткам трансформатора. Тогда

Потери активной мощности в вентилях складывают из потерь при протекании прямого анодного тока через открытый вентиль Δ P_пр, по­терь от протекания обратного тока через закрытый вентиль Δ P _об, по­терь на переключение, связанных с конечными временами включения и выключения вентиля, Δ P _пер.

Для упрощения расчета Δ P_пр нелинейная вольтамперная характе­ристика вентиля в прямом набавлении аппроксимируется кусочно-линейными зависимостями, как показано на рис. 1.1.3. Это приводит к схеме замещения вентиля в прямом направлении, состоящей из источника постоянного напряжения AU₀ (напряжение отсечки) и активного динамического сопротивления R _дин. Тогда активная мощность, выде­ляемая в такой цепи, будет

Потери активной мощности при действии на вентиле обратного напряжения Δ P _об, как правило, пренебрежимо малы в силу малости обратного тока вентиля.

Потери активной мощности при переключении вентиля также от­носительно невелики по сравнению с Δ P _пр при частотах переключения (частоте питающего напряжения), не превышающей 400 Гц. При рабо­те же вентилей на высоких частотах эти потери становятся заметными или даже определяющими в общих потерях. В этих случаях расчет потерь на переключение существенно определяется формами токов и напряжений вентиля и в последующих главах, посвященных работе преобразовательных устройств при высоких частотах коммутации, эти особенности расчета будут отмечаться.

Активная мощность в звене постоянного тока P_d в общем случае при конечном значении сглаживающего реактора X_d равна сумме ак­тивных мощностей от взаимодействия одноименных гармоник напря­жения и тока, т. е.

При идеально сглаженном токе (X_d = ∞) получаем

Знание P_d и Δ P позволяет рассчитывать КПД преобразователя в за­висимости от изменения нагрузки или при регулировании U_d.

КОЭФФИЦИЕНТ МОЩНОСТИ

Коэффициент мощности в цепи переменного тока вентильного преобразователя (на входе выпрямителя и на выходе инвертора) опре­деляется отношением активной мощности к полной. Для выпрямителя это дает

где v _I - есть отношение действующего значения первой гармоники

тока первичной обмотки трансформатора к действующему значению первичного тока, называемое коэффициентом искажения тока.

Сдвиг первой гармоники первичного тока относительно кривой первичного напряжения, имеющего синусоидальную форму, обуслов­лен в вентильном преобразователе двумя причинами. Во-первых, на­личием угла коммутации у, во-вторых, наличием угла регулирования а, что позволяет записать приближенно

Коэффициент 1/2 берется при а, близких к 90°, а коэффициент 2/3 -при а, близких к малым углам. При линейной аппроксимации комму­тационного участка тока (см. предыдущий раздел) всегда надо брать коэффициент 0,5.

Для режима зависимого инвертора аналогично (3.10.10) получаем

Итак, в соответствии с (3.10.9) коэффициент мощности можно ин­терпретировать как степень полезного использования пропускной спо­собности электротехнического оборудования, которое выбрано на пол­ную мощность, а через него будет пропущена для преобразования в другие виды энергии активная мощность P ₁ = yS₁. Кроме того, коэф­фициент мощности определяет степень негативного обратного влия­ния вентильного преобразователя на сеть переменного тока, как это показано в разделе 3.13.

Особенно показательным становится выражение для коэффициента мощности вентильного преобразователя при допущении X _a = 0, X_d = со, когда у=0, _Ф1(1) = а. Тогда (3.10.9) преобразуется с учетом (2.9.3) к следующему виду:

Эта важнейшая энергетическая характеристика преобразователя показывает, какой ценой на входе дается регулирование напряжения на выходе.

Таким образом, коэффициент мощности вентильного преобразователя линейно зависит от степени регулирования напряжения в звене постоянного тока. Это «ахиллесова пята» всех (рассмотренных) вентильных преобразователей на вентилях с неполным управлением (тиристорах). Наличие большой доли вентильной нагрузки в электрической сети обостряет для энергетиков проблему поддержания коэффициента мощности в сети на нормативном или оптимальном уровне, обычно порядка 0,9. Это делает актуальным задачу построения вентильных преобразователей с улучшенными энергетическими показателями (коэффициентом мощности и КПД), пути решения которой рассмотрены в следующем разделе.

Дата добавления: 2014-01-07