Номинальный и перегрузочный режимы принимаются исходя из

ГОСУДАРСТВЕННОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ
ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ
ПЕТЕРБУРГСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ПУТЕЙ СООБЩЕНИЯ
МИНИСТЕРСТВА ПУТЕЙ СООБЩЕНИЯ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ
Кафедра «Электроснабжение железных дорог»
ПОЯСНИТЕЛЬНАЯ ЗАПИСКА К КУРСОВОМУ ПРОЕКТУ
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ТЯГОВОГО ПОЛУПРОВОДНИКОВОГО
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ
Выполнил студент
А.К. Москалец
Группа ЭС – 205
Руководитель
Нормоконтроль
Ю.П. Васильев
Ю.П. Васильев
Санкт-Петербург
2005
2
СОДЕРЖАНИЕ
Содержание ....................................................................................................................................2
1. ВЫБОР И ОБОСНОВАНИЕ ВЫПРЯМИТЕЛЬНОЙ СХЕМЫ. .......................................3
2. РАСЧЕТ НАПРЯЖЕНИЯ, ТОКОВ И МОЩНОСТИ. ВЫБОР ТРАНСФОРМАТОРА. ....5
2.1 Выбор прототипа преобразовательного трансформатора и расчет его сопротивлений..8
3. Расчет токов в аварийных режимах .........................................................................................9
4. ВЫБОР ТИПА Диода И РАЗРАБОТКА СОЕДИНЕНИЯ СХЕМЫ ПЛЕЧА
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ.................................................................................................................13
4.1. Разработка соединения схемы плеча преобразователя. ....................................................18
5. ИССЛЕДОВАНИЕ ВНЕШНИХ ХАРАКТЕРИСТИК ВЫПРЯМИТЕЛЬНОГО
АГРЕГАТА И ИССЛЕДОВАНИЕ КОММУТАЦИИ...............................................................20
6. ИССЛЕДОВАНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ..........................................24
ЗАКЛЮЧЕНИЕ............................................................................................................................28
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ. ..........................................................................................................29
3
1. ВЫБОР И ОБОСНОВАНИЕ ВЫПРЯМИТЕЛЬНОЙ СХЕМЫ.
В
курсовом
проекте,
производится расчет
преобразовательного
агрегата,
предназначенного для установки на тяговых подстанциях
метрополитена.
Преобразователь собран по шестипульсовой схеме (трвеугольник-треугольник)
преобразования и состоит из преобразовательного трансформатора и трехфазного
мостового выпрямителя (рис.1).
Мостовая схема обладает рядом достоинств, по сравнению с нулевой схемой с
уравнительным реактором. Прежде всего у мостовой схемы более высокий коэффициент
использования мощности трансформатора – 0,95 против 0,8. Конструкция трансформатора
значительно упрощается, так как отпадает необходимость в двух вторичных обмотках.
Отпадает необходимость и в самом уравнительном реакторе.
В системах электроснабжения железных дорог, метрополитена, и городского
электротранспорта, достаточно широко распространены шестипульсовые мостовые
выпрямители.
4
Схема шестипульсового мостового управляемого выпрямителя
Рис.1
ТД
Рис.1
5
2. РАСЧЕТ НАПРЯЖЕНИЯ, ТОКОВ И МОЩНОСТИ. ВЫБОР
ТРАНСФОРМАТОРА.
Номинальный и перегрузочный режимы принимаются исходя из рекомендаций.
Параметры номинального режима по току определяются по заданию. Кратность в
процентах от номинального тока, длительность перегрузок и цикличность должны
соответствовать требованиям к тяговым выпрямителям (ГОСТ 2329-70):
125% в течении 15 минут 1 раз в 2 часа:  I dн  3500
A
150% в течении 2 минут 1 раз в 1 час:  I dн  4200
A
200% в течении 10 секунд 1 раз в 2 мин:  I dн  7000
A
Предварительно производится расчет для номинального режима при идеальных СПП и
пренебрежении сопротивлениями питающей сети.
Среднее выпрямленное напряжение в режиме холостого хода вычисляется по формуле:
U d 0  U dН  U d ,
где U d - потери выпрямленного напряжения на коммутацию, 10% от U dН
Udo=825+0.1*825
Udo  907.5
В
Максимальное значение напряжения в контактной сети, В
U d 0 m  975В - метро.
Номинальный угол управления (, рад) высчитывается по формуле
 a  a cos(
n 
180

Ud0
)
U dm
0
Линейное напряжение вторичной обмотки вычисляется по следующей формуле:
U2 
U2=

3 2

3 2
*1.1*Udн=
Ud0

3 2
*1.1*825
U2  671.986 В
Максимальное обратное напряжение на плече преобразователя, В
U bm  2U 2
U bm = 2 *671.986
Ubm  950.332 В
6
Коэффициент трансформации трансформатора для схемы треугольник-треугольник
вычисляется:
U1
k1 
U2
k1 =6000/671.986=8.929
k1  8.929
Среднее значение тока плеча в номинальном режиме, А
I dn
3
I pn =2800/3=933.333A
I pn 
Ipn  933.333 А
Эффективное значение тока плеча в номинальном режиме, А
I effn 
I пэф  I effn 
I dn
3
2800
 1616,581А
3
Ieffn  1616.581
А
Эффективное значение линейного тока вторичной обмотки в номинальном режиме, А
I 2n 
2 I dn
3
2  2800
 2286.19 A
3
I 2 л  I 2n 
I2n  2286.19
А
Эффективное значение фазного тока вторичной обмотки в номинальном режиме, А
I 2ф  I 2 fn 
I 2ф  I 2 fn 
I 2n
3
2286.19
 1319.933 A
3
I2fn  1319.933
А
Эффективное значение фазного тока первичной обмотки в номинальном режиме, А
I1fn 
I2fn
k1
I1fn=1319.933/8.929
I1fn  147.829 А
7
Эффективное значение линейного тока первичной обмотки в номинальном режиме, А
I1n  I1 fn
I1fn=1319.933/8.929
I1n  256.048 А
Расчетная мощность трансформатора, Вт
ST 
3  U1  I1n  3  U 2ф  I 2ф
2
3  6000  256,048  3  671,986 1319,933
ST 
 2660929,181Вт
2
8
2.1 ВЫБОР ПРОТОТИПА ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНОГО ТРАНСФОРМАТОРА И
РАСЧЕТ ЕГО СОПРОТИВЛЕНИЙ.
Выбран трансформатор соответствующий требованиям проекта.
ТМНПВ-5000/10
S прот  2.8 106 - типовая мощность преобразовательного трансформатора, Вт;
Pk  29000
- мощность короткого замыкания, Вт;
uk = 9,6% - напряжение короткого замыкания коммутации, %.
Активное приведенное сопротивление фазы трансформатора
Rt 
Rt 
Pk U 22
S t2
29000  671,986 2
 0,002Ом
2660929,1812
Rt  0.002
Ом
Индуктивное приведенное сопротивление фазы трансформатора
Xt 
Xt 
u k U 22
100  S t
9,6  671,986 2
 0,0163Ом
100  2660929,181
Xt  0.016
Ом
Эквивалентное анодное индуктивное сопротивление, Ом
X a  kx  X t
X a  2  0,0163  0,0326Ом
Xa  0.033 Ом
Эквивалентное анодное активное сопротивление, Ом
Ra  k R  Rt
Ra  3  0,002  0,006Ом
9
3. РАСЧЕТ ТОКОВ В АВАРИЙНЫХ РЕЖИМАХ
Аварийным режимом является короткое замыкание в полюсах выпрямительного моста.
Начало развитии короткого замыкания совпадает с моментом окончания очередной
коммутации. Это обусловлено тем, что в момент окончания коммутации в схеме
происходят наибольшие коммутационные перенапряжения. Режим предшествующий
короткому замыканию – нормальный.
На рис. 2 представлена схема возможных коротких замыканий трёхфазного мостового
преобразователя, а на рис. 3 представлена расчётная схема замещения.
Схема возможных коротких замыканий трехфазного мостового преобразователя.
А
В
С
U1ф
I1
S1
ТП
U2ф
I2
К1
К2
VD4
VD1
VD6
VD3
UZ
VD2
VD5
Id
+
IG
К3
Ld
К4
ТД
Рис. 2
10
Расчётная схема замещения при коротком замыкании на шинах трёхфазного мостового
преобразователя, одно плечо.
еа
еb
Lа
еc
Lb
Rа
Lc
Rb
Rc
VD1
VD3
VD5
VD4
VD6
VD2
Рис.3
  угол коммутации выпрямителя.
 ( а , I dn )  arccos(cos( a ) 
 ( а , I dn )  arccos(1 
2  I dn  X a
2 U 2
2  I dn  X a
) a
)
2 U 2
2  2800  0,0326
 ( а , I dn )  arccos(1 
)  36,099эл.град
2  671,986
 =36.099/57.3=0.63рад
 - постоянная времени, с
f = 50 - частота питающей сети, Гц
  2f - круговая частота питающей сети, с-1
τ = La/Ra=( X a / ω)/ Ra
τ=(0.0326/(2*50* π))/0.006=0.0017c
11
Угол сдвига периодической составляющей тока короткого замыкания, Рад
  atan   
  1.402

180

 80.336
Амплитуда периодической составляющей тока короткого замыкания, А
U2
A  2
2
3 Ra  Xa
2
A  16600.413
Временная диаграмма тока короткого замыкания представлена на рис.4
4 10
4
2 10
Ik3( t )
4
0
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
4
t
Рис.4
Максимальное значение тока короткого замыкания, А
Ток короткого замыкания определяется по формуле
t 
t 

 




   

iк  3  Аsin  t      sin      e
  Id  e
3
3






где A  амплитуда периодической составляющей тока короткого замыкания;
  фазовый угол сдвига между кривыми напряжения и тока;
  угол коммутации выпрямителя.
12
t  2.1
  1 ( t nyn)  
  1 ( t nyn)  













 




   Idn  e

Ik3   3 A   sin  t      sin  n  yn      e
3
3

 



Ik3  24415.89
13
4. ВЫБОР ТИПА ДИОДА И РАЗРАБОТКА СОЕДИНЕНИЯ СХЕМЫ
ПЛЕЧА ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ.
Выбор диода производиться по двум параметрам:
предельный ток диода I FAVm ,
I n  I FAVm  2 I n ;
максимальное обратное повторяющееся напряжение U RRM ,
U RRM  U bm  2  U RRM .
Так как СПП имеют низкую перегрузочную способность, то при расчете необходимо
рассмотреть три режима работы тягового преобразователя:
режим длительной нагрузки I d  I dн , t  ;
режим рабочий перегрузки I d  2  I dн , t  10с, но не чаще чем через каждые T  10мин;
режим аварийной перегрузки I d  I КЗ , t  10 мс.
В расчете определяем число параллельных (а) СПП для перечисленных выше режимов, а
затем принимаем наибольшее из них и округляют его до большего целого числа, если
дробная часть превышает 0,1.
Ipn  933.333
A
U bm  2  U RRM  U RRM 
U bm
 967 В.
2
На основании выше указанных значений, выбираем для расчета диод Д253-1600 с
охладителем О153-150.
Характеристики диода:
максимальное обратное напряжение URRM=URRM  1000 В;
предельный ток диода I FAVm  907А;
пороговое напряжение U (TO )  1В;
3
дифференциальное сопротивление rT  rT  0.12 10 Ом
тепловое сопротивление структура-контур Rthjc  0.110 C / Вт
тепловое сопротивление корпус-охладитель Rthсh  0.022 0 C / Вт;
тепловое сопротивление охладитель – окружающая среда при естественном охлаждении и
температуре воздуха 20 0 C Rthha  0.005 0 C / Вт;
максимальная допустимая температура полупроводниковой структуры T jm  1250 ;
наибольшая возможная разность зарядов восстановления последовательно включенных
приборов Qrr  1200мкКл;
переходное тепловое сопротивление за время соответствующее
прямоугольному импульсу мощности (t=6мс) Z t  0,00450 c / Вт;
эквивалентному
14
переходное тепловое сопротивление переход корпус за время τ=6 мс (соответствует 120
эл. град.) Z  0,002 0 c / Вт;
переходное тепловое сопротивление переход корпус за период Т=20 мс Z Т  0,0150 c / Вт;
Расчет предельного тока по формуле нагрузочной способности:
U (2TO )  4  kф2  rT 
I FAVm 
T jm  Ta
Rthja
 U (TO )
,
2  kф2  rT
где: Rthja - установившееся тепловое сопротивление цепи полупроводниковая структура Rthha  0.005
охлаждающая среда, 0 C / Вт;
Ta - температура окружающей среды, 25 0 C ;
k ф - коэффициент формы тока, k ф 
I ПЭФ kô  1.732
.
I ПСР
Rthja  Rthjc  Rthch  Rthha ;
Rthja  Rthjc  Rthch  Rthha
Ом
Rthja  0.137
2
2
Uto  4 kô  rT
IFAVm 
Tjm  Ta
Rthja
 Uto
2
2 kô  rT
IFAVm  907.752
À
Находим число параллельных СПП в плече в общем случае определяется из
соотношения:
a
где:
I п'
I п'
;
k H  I FAVm
- ток плеча преобразователя для соответствующего режима его работы (в режиме
I '  1.25  I П , Н
I '  2  I П ,Н
длительной нагрузки п
, в режиме кратковременной перегрузки п
для режима аварийной перегрузки ток плеча принимается равным амплитуде I кз тока
короткого замыкания), А;
I FAVm - предельный ток диода, А;
15
k H - коэффициент нагрузки или коэффициент использования приборов по току в
зависимости от длительной перегрузки:
kH 
kT  k (OV )
ka
,
k T - коэффициент, учитывающий снижение предельного тока из-за повышенной
температуры охлаждающей среды, если не оговорены условия охлаждения, то kT  1;
k (OV ) 
k F (OV )
k FAVm
- коэффициент перегрузки в различных режимах;
k (OV ) - среднее значение тока перегрузки. В режиме длительной нагрузки этот ток равен
предельному току.
k a - коэффициент неравномерности распределения тока в параллельных ветвях.
Режим рабочей перегрузки для полупроводниковых приборов учитывается в том случае,
если длительность перегрузки не превышает 100с:
U (2TO )  4  rT 
I F (OV ) 
T jm  T j  PT Z x
1
1
Z x  k c  (1  k c ) Z T   Z T  Z 
2  rT
 U (TO )
,
где: T j  Ta  Rthja  PT ( x ) - одно из значений температуры структуры при кратности
нагрузки x 
I F ( x)
, предшествовавшей режиму перегрузки, обычно принимается по
I FAVm
условиям эксплуатации x  0;0.2;0.4;0.6;0.8.
k с  – коэффициент скважности импульсов прямого тока;
PT ( x ) - одно из значений потерь мощности:
PT ( x )  U (TO )  I F ( x )  k ф2  I F2 ( x )  rT ,
В соответствии с расчетом на ЭВМ примем
x=0.6
16
x  0.6
a1 
IFX  x IFAVm
2
2
PTX  Uto  IFX  kô  IFX  rT
Tjm  Tj  PTX Zx
2
Zx kc
a2  2
1
1
  1  kc   ZTt  ZT  Zt
2 rT
IFOV2
kOV2
Ipn
Uto  4 rT 
2

Tjm  Tj
Zt
IFOV2  5402.783
 PTX   Uto

2 rT
IFOV3
IFOV3  14229.739
kOV3  15.676
IFAVm
kí3  kT
 Uto
a2  0.38
kí2  IFAVm
kOV3 
Tj  114.247
kí2  5.411
ka
IFOV3 
PTX  651.437
kOV2  5.952
IFAVm
kí2  kT
IFX  544.651
kc  3.333
Uto  4 rT
kOV2 
kí1  IFAVm
a1  1.414
Tj  Ta  Rthja PTX
IFOV2 
1.25 Ipn
kOV3
kí3  14.251
ka
Ik3m  24415.89
a3 
Ik3m
a3  1.887
kí3  IFAVm
a123  max( a1  a2  a3)
IFè 
xè 
a123  1.887
Idn
IFè  544.007
3 a123 kí1
IFè
xè  0.599
IFAVm
ïðîâåðêà
x  xè
ïîãðåøíîñòü íå áîëåå 2%
x  x 
xè
 0.001
xè  x
2
x  0.6
17
На основании сравнения расчета для номинального режима a1  1.414 , режима рабочей
перегрузки a2  0.38 и аварийного режима a3  1.887 , округляем значения до целых и
принимаем максимальное число параллельных ветвей a  2
18
4.1. РАЗРАБОТКА СОЕДИНЕНИЯ СХЕМЫ ПЛЕЧА ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ.
Число последовательных СПП определяется из соотношения:
s
k s  k k  U bm
,
U RSM
где: U bm - максимальное обратное напряжение на плече преобразователя в номинальном
режиме, В;
U RSM - неповторяющееся импульсное напряжение, В;
k s - коэффициент неравномерности распределения напряжения, в расчетах принимается
равным 1,1;
k k - кратность перенапряжений, принимаем равным 1,7…1,8 для тяговых
преобразователей.
s  1.143
s  ceil( s )
s 2
Для равномерного деления напряжения применяют активные ( R Ш ) и емкостные (С) и
смешанные (КС) цепи, включаемые параллельно СПП рис.3.
Сопротивление шунтирующих резисторов, рассчитываем по формуле:
RШ 
s  U DRM  U bm
,
( s  1)  I RRM
где: s - число последовательных приборов;
U DRM (U RRM ) - наибольшее допустимое мгновенное напряжение для одного СПП данного
класса (повторяющееся напряжение), В;
U bm - наибольшее мгновенное обратное напряжение на плече, В;
I RRM - наибольший повторяющийся импульсный обратный ток СПП, А.
Rø 
s  URRM  Ubm
Rø  10496.682
( s  1)  IRRM
Ом
Мощность резистора определяется по формуле, Вт:
PШ 
2
U FRSM
,
RШ
где: U FRSM - эффективное значение напряжения прикладываемого к резистору, В.
19
Ubm
UcffR  0.6
Pø 
UcffR
UcffR  285.1
s
2
Pø  7.744
Rø
Вт
Емкость конденсатора в активно-емкостном делителе определяют, используя
соотношение:
С
( s  1)  Qrr
,
s  U DRM  U bm
где: Qrr - наибольшая возможная разность зарядов восстановления последовательно
включенных приборов, Кл.
c  ( s  1) 
Qr
s  URRM  Ubm
c0
Кл
20
5. ИССЛЕДОВАНИЕ ВНЕШНИХ ХАРАКТЕРИСТИК ВЫПРЯМИТЕЛЬНОГО
АГРЕГАТА И ИССЛЕДОВАНИЕ КОММУТАЦИИ.
5.1. Исследование внешней характеристики и коэффициента мощности.
Одной из важнейших характеристик, определяющих работу выпрямителя, является его
внешняя характеристика, которая представляет собой зависимость среднего
выпрямленного напряжения от среднего выпрямленного тока U d ( I d ) .
С увеличением тока нагрузки выпрямленное напряжение уменьшается. Потери в
преобразователе можно условно разделить на следующие основные составляющие:

потеря напряжения на коммутации U d ;

потеря напряжения на активных сопротивлениях (в обмотках трансформатора)
U dR ;

потеря напряжения на силовых полупроводниковых приборах U dF .
Потеря напряжения на коммутацию:
U d 
Udy ( Id )  
3  I d  xa

3
  Id Xa
 
,
Udy ( Idn )  87.12
В
Потеря напряжения на активных сопротивлениях:
U dR 
3

 I d  RФ (
2  
 ),
3
2
где:  -угол коммутации выпрямителя;
 2 yn   Id 

  Ra Id  3 
2


 
UdR   Id   
3
UdR n  Idn   26.398
Потеря напряжения на силовых полупроводниковых приборах:
U dF  N  s  U F ,
где: N - число плеч, одновременно проводящих ток;
s - число последовательных СПП в одном плече;
U F  U (TO )  I F  rT ,
UdV( Id)  Nïð  s   Uto 

Id rT 
3 a


UdV( Idn)  12.672 В
Уравнение внешней характеристики имеет вид:
U dn  U do  U d  U dR  U dF ,
графическое изображение представлено на рис.5
В
В
21
1000
930
860
790
720
Ud( 1  Id)
650
Udn
580
510
440
370
300
0
280 560
840 1120 1400 1680 1960 2240 2520 2800
Id
Рис.5
Âíåøíÿÿ õàðàêòåðèñòèêà âûïðÿìèòåëüíîãî àãðåãàòà
Ýêâèâàëåíòíîå âíóòðåííåå ñîïðîòèòâëåíåè ïðåîáðàçîâàòåëÿ
 
Ud  n  0  Ud  n  Idn 
Idn
  0.041
Ом
Наличие индуктивных сопротивлений на стороне переменного тока преобразователя
приводит к появлению интервала коммутации, который называется углом коммутации 
и измеряется в электрических градусах. С учетом принятых в курсе преобразовательной
техники допущений (симметричные синусоидальные питающие напряжения; полностью
сглаженный ток на стороне выпрямленного напряжения; расчеты выполняются при
нагрузке не выше нормальной) угол коммутации определяется по выражению:
  arccos(1 
2  I d  xa
6  U 2Ф
).
(37)
Далее исследуется форма тока на коммутационном интервале. Ток коммутации
определятся по формуле:
iK () 
6  U 2Ф
 (1  cos( wt )).
2  xa
(38)
Ток плеча, входящего в работу i п (в х) , изменяется по закону тока коммутации и при wt  
достигается в амплитуде значения I d . Ток плеча, выходящего из работы iп (в ых) , изменяется
как I d  i k ( ) и при wt   становится равным нулю. Производится расчет токов плеч при
изменении wt от 0 до  .
Графические результаты расчетов представлены на Рис. 6
22
3200
2880
2560
2240
iâõ( t ) 1920
iâûõ ( t )1600
Idn
1280
960
640
320
0
00
4
4
4
4
10
10
2.025563.6
4.051117.2
6.07667 108.10222 10 0.00101
0.00122
18
t
Рис. 6
0.00142 0.00162 0.00182
0.00203
36 wt ,Эл град
Зависимость токов плеч от t
Если известна мощность на стороне выпрямленного тока, то для определения полной
мощности преобразователя необходимо знать коэффициент мощности:
kM 
P1
 k И  cos  1(1) ,
S1
где: cos  1(1) -коэффициент фазового сдвига основной гармонической тока питающей сети;
k И - коэффициент искажения формы тока первичной сети;
kИ 
I 1(1)
I1
,
I 1(1) - эффективное значение высших гармонических составляющих тока питающей сети;
 

q
q  sin 
kè 
kè  0.955

    Id   acos  cos    



1_1   Id     
2 Id  Xa 
2 U2
2     Id  
3


Km   Id   kè  cos  1_1   Id  


  n  Idn   0.63
1_1 n  Idn   0.42
Km n  Idn   0.872
Полученный график зависимостей представлен на Рис.7
23
1
0.9
0.8
0.7
0.6
Km( 0  Id) 0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
200 460 720 980 1240 1500 1760 2020 2280 2540 2800
Id
Рис.7
Зависимость коэффициента мощности от тока
24
6. ИССЛЕДОВАНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК
Суммарные активные потери в схеме преобразователя определяются по формуле:
P  PFe  PCu  PF  PR  PLd  PВСП ,
где: PFe - потери в стали преобразовательного трансформатора, равные потерям
холостого хода PXX для выбранного трансформатора;
PCu - потери в меди преобразовательного трансформатора, которые определяются
потерями короткого замыкания PK , пропорциональными квадрату отношения
выпрямленного тока к номинальному току, т.е.:
PCu  PK  (
Id 2
) ;
I dn
PF - потери в СПП, т.е.:
2
PF  N пр  a  s  (U (TO )  I FAV  I FAV
 rT  k ф2 );
N пр - число плеч преобразователя одновременно проводящих ток;
I FAV -средний ток при I d  (0;0.5;1;1.5;2) I dn ;
PR - потери в делителях напряжения и тока, составляющая ~ 1...1.5кВт ;
PLd  I d2  rLd - потери в сглаживающем реакторе. Здесь rLd - активное сопротивление
обмотки сглаживающего реактора, которое в расчетах можно принять равным (0,01…0,02)
Ом;
PВСП - потери в устройствах защиты и систем управления, применяются равными 0,2% от
Pdn ;
Pk  29000
Põ  20% Pk
Põ  5800
Pfe  Põ
Pfe  5800
Pcu ( Id )  Pk 


Idn


Id
2

Pcu ( Idn )  29000
2
2
PF( Id )  Nïð  a s  Uto  IFAV( Id )  IFAV( Id )  kô  rT
Pr  0.0015 Udn  Idn

PF( Idn )  13081.49
Pr  3465
rLd  0
2
PLd ( Id )  Id  rLd
PLd ( Idn )  0
Pâñï  0.001 Udn  Idn
Pâñï  2310
25
Суммарные потери мощности:
P( Id)  Pfe  Pcu( Id)  PF( Id)  PLd( Id)  Pr  Pâñï
P( Idn)  132056.49
Графическое отображение полученных величин представлено на Рис 8.
55000
5 10
4
4 10
4
Pcu( Id)3 10
4
P ( Id)
Pfe
PF( Id)
Pr
Pâñï
2 10
4
1 10
4
0
0
0
500
0
1000
1500
2000
2500
Id
Idn
Рис. 8 Зависимость суммарных активных потерь в схеме преобразователя от тока
ìîùíîñòü íà ñòîðîíå âûïðÿìëåííîãî íàïðÿæåíèÿ
Pd ( Id )  Ud  n  Id   Id
Pd ( Idn )  2187668.293
Вт
26
Коэффициент полезного действия выпрямителя определяется по формуле:

 ( Id ) 
Pd
;
Pd  P
Pd( Id )
 ( Idn )  0.943
Pd ( Id )  P( Id )
Зависимость КПД от тока Id представлены на Рис. 9
0.8
0.6
 ( Id)
0.4
0.2
0
0
1000
2000
Id
Рис.9 Зависимость КПД от тока
27
Зависимость температуры полупроводниковой структуры от тока Id представлены на
Рис. 10
2
2
Pt( Id)  Uto IFAV( Id)  IFAV( Id)  kô  rT
Tj( Id)  Ta  Rthja Pt( Id)
218.5
196.65
174.8
152.95
131.1
Tj( Id)
109.25
Tjm
Tjm  190
87.4
65.55
43.7
21.85
0
0
560
1120 1680 2240 2800 3360 3920 4480 5040 5600
Id
Рис.10 Зависимость температуры полупроводниковой структуры от тока Id
28
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В курсовом проекте был произведен расчет преобразовательного полупроводникового
агрегата, предназначенного для установки на тяговых подстанциях метрополитена.
Рассчитаны основные величины, характеризующие качество получаемой энергии,
произведен гармонический анализ. Построены временные диаграммы напряжений и
токов, а также получены основные характеристики тягового полупроводникового
шестипульсового преобразователя.
29
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ.
1. Бурков А.Т. Электронная техника и преобразователи: Учебник для вузов ж.- д.
трансп. – М.: Транспорт, 1999. – 464с.
2. Справочник по электроснабжению железных дорог. Т.2 / Под ред. К.М.
Марквардта. – М.: Транспорт, 1981. – 392с.
3. Методическое указание к курсовому проекту. Проектирование тягового
полупроводникового преобразователя. А.Т. Бурков, А.П. Самонин. СанктПетербург 2001.