Материал: s_electro
ны интервалы проводящего состояния вентилей в двух катодных группах по известному правилу для катодной группы. Огибающая положительных полуволн напряжений первой трехфазной системы дает кривую выпрямленного напряжения ud′ 0 левой половины схемы, а
аналогичная огибающая второй трехфазной системы – кривую выпрямленного напряжения ud′′0 правой половины схемы. Хотя средние
значения выпрямленных напряжений обеих половинок схемы одинаковы, мгновенные значения выпрямленных напряжений различны изза сдвига их пульсаций на половину периода пульсаций, как это видно из диаграммы. Различие пульсаций у двух трехфазных выпрямителей требует включения их на параллельную работу через реактор, называемый уравнительным. Этот реактор, во-первых, воспринимает разницу пульсаций в выпрямленных напряжениях и ограничивает уравнительный ток между трехфазными выпрямителями и, во-вторых, позволяет получить на нагрузке, подключаемой к средней точке уравнительного реактора, напряжение ud, равное (по методу наложения) полусумме выпрямленных напряжений каждой половинки схемы. Изза указанного сдвига их пульсаций на половину своего периода напряжение на нагрузке имеет шестикратную, т. е. удвоенную частоту пульсаций, и p = qm2 = 6. Кривые выпрямленного тока id при допущении идеальности фильтра (Xd = ∞) пульсаций не содержат.
На третьей диаграмме приведена кривая уравнительного напряжения uур, равная разнице выпрямленных напряжений левой и правой половинки выпрямителя. Форма уравнительного тока, протекающего в контуре, образованном выпрямленными напряжениями двух половинок схемы, минуя нагрузку, определяется интегралом от уравнительного напряжения. Так как интегрирование несинусоидальной кривой, как было показано в разделе 1.3.3, означает ослабление в результирующей кривой высших гармоник, то при построении уравнительного тока принято, что он имеет синусоидальную форму и сдвинут на четверть периода в сторону отставания от выпрямленного напряжения. Обычно индуктивность уравнительного реактора выбирают из условия ограничения (бесполезного для нагрузки и паразитного для трансформатора ) уравнительного тока на уровне 1–2 % от номинального значения выпрямленного тока. На третьей временной диаграмме уравнительный ток показан большей величины, так как он не заметен на
96
уровне выпрямленного тока на диаграммах анодного и вторичного токов.
На четвертой временной диаграмме приведена кривая анодного тока вентиля 1 без учета пульсации от уравнительного тока (вследствие ее малости), налагающейся на половину от выпрямленного тока, разделившегося пополам в двух ветвях уравнительного реактора. При этом деление выпрямленного тока в динамике поддерживается за счет напряжения взаимоиндукции уравнительного реактора. Здесь же приведена кривая обратного напряжения на вентиле той же формы, что и у предыдущих выпрямителей трехфазного тока.
После определения формы анодных токов вентилей строятся на первой диаграмме токи во вторичных обмотках трансформатора, которые в однополупериодных схемах выпрямления совпадают с соответствующими анодными токами.
На пятой диаграмме показана форма напряжения на первичной обмотке фазы А трансформатора и кривая тока в этой обмотке i1A. Его можно построить по эмпирическому алгоритму формулы (2.5.2), примененной к двум вторичным токам i2a и i2x одной фазы. При этом пульсации во вторичных токах от уравнительного тока в первичном токе не проявляются, так как эти пульсации в двух указанных вторичных токах противофазны и в результирующем магнитном потоке стержня магнитопровода отсутствуют.
Расчетные соотношения для основного режима работы выпрямителя – режима двойного трехфазного выпрямления получаются с помощью построенных временных диаграмм токов и напряжений в прежней пятнадцатишаговой процедуре анализа.
1. Среднее значение выпрямленного напряжения в этой схеме такое же, как и у половинок схемы, так как среднее значение напряжения на уравнительном реакторе равно нулю, т. е.
U |
d 0 |
= |
3 6 |
U 2 . |
|
|
2π |
|
2. Среднее значение анодного тока вентиля
I a = 2I d3 = I6d .
97
3. Действующее значение анодного тока вентиля, вычисляемое также через скважность по (1.1.3):
I aд = |
I d |
Kф = |
I aд |
= 3 . |
|
2 3 |
I a |
||||
|
|
|
4. Максимальное значение анодного тока
I a max = |
I d |
Ka = |
Ia max |
= 3 . |
|
||||
|
|
|||
2 |
|
Ia |
||
5. Максимальная величина обратного напряжения на вентиле
U вmax = |
2 3 E 2 |
= 2πU |
d 0 |
U *вmax = |
2π |
. |
|
||||||
|
|
3 |
3 |
|
||
6. Установленная мощность вентилей с неполным управлением
S* |
= |
S b |
= n U вmax I a = 6 |
2π |
1 |
= |
2π |
, |
Pd0 |
3 6 |
|
||||||
в1 |
|
Pd0 |
3 |
|
||||
с полным управлением
S* |
= n U вmax I a max = 6 |
2π |
1 |
= 2π. |
|
3 2 |
|||||
в2 |
Pd 0 |
|
|||
7. Действующее значение тока во вторичной обмотке трансформатора
I2 = I aд = 2I d3 .
8.Действующее значение тока в первичной обмотке трансформатора в соответствии с (1.1.3) будет
I1 = |
I d |
2 . |
|
2K т |
3 |
9. Полная мощность шести вторичных обмоток трансформатора
98
S 2 = 6U 2 I 2 |
= 6 |
2π |
U d 0 |
I d |
= |
2π |
Pd0 |
* |
=1,48 . |
|||
3 |
6 |
2 |
3 |
3 |
2 |
, S 2 |
||||||
|
|
|
|
|
|
|
||||||
10. Полная мощность трех первичных обмоток трансформатора
S1 |
= 3U1 I1 = 3 K т |
2π |
U d 0 |
I d |
2 |
= |
π Pd 0 , |
S1* =1,045 . |
|||
|
|
|
3 6 |
|
2 K т |
3 |
|
3 |
|
||
11. Типовая или установленная мощность трансформатора |
|||||||||||
|
|
S1 + S2 |
|
|
|
|
|
* |
|
||
|
S т = |
|
|
|
=1,26 P |
d 0 |
|
|
S т =1,26 . |
||
|
|
2 |
|
|
|
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
По сравнению с предыдущими схемами трехфазных выпрямителей здесь еще появился дополнительный элемент – уравнительный реактор, работающий на тройной частоте (150 Гц) напряжения. Так как реактор, как и трансформатор, – электромагнитное устройство, только с одной обмоткой, то затраты на него определяются величиной его установленной мощности, которую можно добавить к установленной мощности трансформатора при сравнении различных схем выпрямителей. Показано [8], что установленная мощность реактора, работающего на частоте 150 Гц и приведенная к частоте работы трансформатора, т. е. 50 Гц, будет
S ур = 0,07 Pd 0 , |
S*ур = 0,07 . |
12. Индуктивность сглаживающего реактора определяется по соотношению (2.3.19) в зависимости от требований к качеству выпрямленного тока. Условная установленная мощность сглаживающего реактора вычисляется по (2.3.21) или (2.3.22), при этом с учетом шестикратности частоты пульсаций выпрямленного напряжения
Kг = 0,0067, Кп = 5,7 % = 0,057.
13.Входной коэффициент мощности выпрямителя
99
χ = 1 0,955 .
S1*
14. Коэффициент преобразования выпрямителя по напряжению, очевидно, аналогичен его значению для трехфазного однополупериодного выпрямителя с соединением вторичных обмоток в звезду
K пн = U d 0 = 32π6 K т =1,17 K т .
U1
15. Коэффициент преобразования выпрямителя по току в два раза выше из-за параллельного соединения двух половинок схемы
I d |
|
3 |
π |
|
I d |
|
Kпт = I1(1) |
|
|
K т 3 = 2,56 K т , |
′ |
|
|
= 2 |
2 |
Кпт = I1(1) |
= 2,45 K т |
|||
На основании полученных результатов расчета и сравнения их с результатами расчета двух предыдущих схем трехфазных выпрямителей можно сделать следующие выводы:
1.Рассматриваемая схема имеет лучшее использование трансформатора по типовой мощности, чем в противопоставляемых схемах.
2.Использование вентилей по обратному напряжению и по установленной мощности во всех трех схемах однополупериодного выпрямления одинаковое. Особенностью данной схемы является в два раза большее значение коэффициента преобразования схемы по току и
вдва раза большее отношение среднего значения выпрямленного тока к среднему значению анодного тока вентилей.
3.Качество выпрямленного напряжения здесь существенно выше, чем в предыдущих схемах, из-за уменьшения его амплитуды пульса-
ций (характеризуется показателем Кп) и увеличения в два раза частоты пульсаций с трехкратной до шестикратной. Оба этих обстоятельства
суммарно характеризуются показателем Kг , который в 9 раз меньше
по сравнению с трехпульсными выпрямителями. Это означает, что индуктивность сглаживающего дросселя и его установленная мощность будут также в это число раз меньше.
Входной коэффициент мощности выпрямителя наивысший среди всех рассмотренных выпрямителей:
100