Proiect Redresor [PDF]

Zitiervorschau

Universitatea Petrol-Gaze Ploieşti Facultatea de Inginerie Mecanică si Electrică specializarea Electromecanică

PROIECT CONVERTOARE STATICE

Îndrumător: Conf.dr.ing. Ianache C.

Student: Dima Alexandru Vlăduţ grupa 1525 Electromecanică

2014 0

PROIECT REDRESOR Să se proiecteze un redresor pentru alimentarea unei substaţii de tractiune urbană. Considerăm următoarele date iniţiale de proiectare: Idn =675 A Udn=750 V Coeficienţii de suprasarcină: Ks1=150% (timp de 2h) Ks2=200% (timp de 1 minut) Parametrii transformatorului ce alimentează redresorul sunt: a) curentul de mers în gol: i0=1,6%; b) pierderi în cupru: pcu=1,9%; c) pierderi în fier: pFe=1,2%; d) tensiunea de scurtcircuit: Usc=6%; e) tensiunea de linie primara: U1l=20 kV; f) conexiunea transformatorului: Dy5 -temperatura maximă admisibilă a mediului ambiant: TA=40 oC. -schema redresorului va fi în punte trifazată necomandabilă.

1

Continutul proiectului: 1. Fişa conexiunii la un unghi de comutaţie: γ =0 2. Calculul blocului redresor 3. Calculul protecţiei la scurtcircuit 4. Calculul protecţiei la supratensiune 5. Schema electrică a redresorului

1. Fisa conexiunii la un unghi de comutatie

γ

=0

a) Din doua sau mai multe diode care au catodul comun conduce la un moment dat dioda care are anodul cel mai pozitiv. b) Din doua sau mai multe diode care au anodul comun conduce la un moment dat dioda care are catodul cel mai negativ. Ud=Uao-Ubo ωL ≫ R

→

i d=ct .

^ S= √ 6 U S . Ûinvers ¿ √ 3 U D2 conduce → Ud1=Us1-Us2 ^ d =√ 6 U s U θ=

2π 3

durata de conductie a unui ventil

2

2.Calculul blocului redresor Alegerea diodei de putere Alegerea diodei se face determinând curentul nominal şi tensiunea inversă repetitiva maximă. Analizând graficul de variaţie în timp a impedanţei termice tranzitorii pentru diodele de putere se poate contacta că dupa trecerea a aproximativ 10 secunde regimul termic tranzitorii a luat sfârşit.

3

Aceasta înseamnă că la prima treaptă de suprasarcină regimul termic al diodei este deja stabilizat.Din acest motiv dioda de putere va fii dimensionată pentru regimul termic corespunzător primei trepte de suprasarcină urmând ca dioda astfel aleasă să fie verificată din punct de vedere termic pentru a 2-a treaptă de suprasarcină. Pentru a uşura calculele de alegere a diodei de putere firmele conbstructoare dau în catalof dependenţa dintre pierderile de putere şi curentul mediu maxim admisibil ce poate trece prin diodă ăentru diverse forme de variaţii în timp a curentului.

Curentul nominal al unei diode de putere reprezintă valoarea medie maximă a curentului sinusoidal semialternanţă la 50 Hz ce poate trece timp nelimitat prin diodă în condiţiile de răcire date. Din acest grfic rezultă ca pentru alegerea diodei de putere şi anume a curentului său nominal trebuie mai întâi să se determine valoarea medie şi efectivă a curentului prin diodă, să se aleagă dioda si radiatorul şi să se facă modificarea diodei alese la prima şi a 2-a treaptă de suprasarcină. Valoarea medie a curentului la prima treaptă de suprasarcină se determina ţinând cont de existenţa sau neexistenţa ventilelor conectate in paralel.Dacă nu sunt conectate diode în paralel valoarea medie I'FAV=

K s 1∗I dn 3 Dacă sunt conectate diode în paralel valoarea medie va fii:

I'FAV=

K s 1∗I dn n p∗3∗0.8

n p = numărul ventilelor conectate în paralel = 2

0.8 este coeficientul care ţine cont de neuniformitatea caracteristicilor statice a diodelor motiv pentru care la cuplarea în paralel a acestora ele se vor încerca la maxim 80% din curentul nominal. Il > I N 4

După ce am ales dioda din catalog extragem datele principale ale acesteia: Se alege dioda D400 Valori caracteristice: VRRM = 1200 ÷ 2600 V IFRMSM = 900 A (curentul direct eficace) IFAVM = 400 A (curentul direct mediu) IFSM = 7,75 kA (curentul direct de suprasarcina accidentala) I2 t = 300 kA2s (integrala de curent) VFM = 2.3 V (tensiunea directa maxima) VTO = 1.2 V (tensiunea de prag) rT = 0.89 mΩ (rezistenta dinamica) vF = VTO+rT*iF IRM = 80 mA (curentul invers maxim) RthJ-C=0,06 (rezistenta termica jonctiune-capsula) RthC-K=0,08 (rezistenta termica capsula-radiator) Tvj=40...150 oC Tvjmax=150oC Alegerea radiatorului Din catalog graficul ce se referă la echivalarea pierderilor de putere în diodă recomandă şi valoarea maximă a sumei dintre rezistenţa termică dintre capsula radiatorului şi mediul ambiant şi rezistenţa termică suplimentară ∆ r( θ ) pentru o anume valoare a temperaturii mediului ambiant TA. Valoarea lui ∆ r( θ ) se extrage din catalog:

5

Deducem valoarea maximă a retistenţei termice a radiatorului RthCA ¿ 0,22- ∆ r( θ ) (de exemplu) Din catalogul de radiatoare se alege un radiator care îndeplineşte această condiţie şi care să corespundă cu tipul de capsulă al diodei. Având dioda şi radiatorul se poate face verificarea din punct de vedere termic a diodei atât la prima cât şi la a 2-a treaptă de suprasarcină.În această fază a proiectării se pot determina pierderile în diodă atât la prima treaptă cât şi a 2-a treaptă de suprasarcină astfel:- se determină valorile medii şi efective ale curentului prin diodă la prima şi a 2-a treaptă de suprasarcină. ' I FAV 

' I FRMS 

'' I FAV 

k S 1  I dn 1,5  675   210.9375 A n p  3  0,8 2  3  0,8

k S1  I dn n p  3  0,8



1,5  675 2  3  0,8

 365.36 A

k S 2  I dn 2  675   281.25 A n p  3  0,8 4,8

'' I FRMS 

k S1  I dn n p  3  0,8



2  675  487.15 A 2,77

Cunoscând aceste valori precum şi datele de catalog extrase se determină pierderile în diodă la prima şi a 2+a treaptă de suprasarcină. (I)

P’FAV=VTO*I’FAV+rT*I’2FRMS=1.2*210.9375 + 0.00089*365.362 = 371.929 W

(II) P”FAV=VTO*I”FAV+rT*I”2FRMS= 1.2* 281.25 + 0.00089*487.15 2= 548.71 W Calcului terminc: După determinarea în diodă la prima şi a 2-a treaptă de suprasarcină se determină temperatura joncţiunii cu următoarele relaţii: (I)

Tj’=TA+P’FAV(RthJ-A+ ∆ r( θ )) cel al diodei alese iniţial.

Calculul de alegere a tensiunii inverse pe ventil Din fişa conexiunii se constată că valoarea de vărf a tensiunii inverse pe ventil:

U inv max  6U s U

In aceasta faza a proectarii nu se cunoaste valoare efectiva s a tensiunii pe faza secundara a transformatorului. Pentru obtinerea ei este necesara determinarea tensiunii ideale de mers in gol a __

redresorului U d 0 care pentru puntea trifazata are expresia: __

U d 0  6 U s 

P   sin  P

unde: p-numarul de pulsuri ale tensiunii redresate intr-o perioada a tensiunii de alimentare p=6 Pentru determinarea tensiunii ideale de mers in gol pornim de la tensiunea de redresare __

U dn , ea se obtine prin scaderea din tensiunea ideala de mers in gol a caderilor de tensiune reactive si rezistive. __

__

__

__

U d 0  U d 0 U  U  __

unde: U  - caderea de tensiune reactiva __

U r - caderea de tensiune rezistiva Caderea de tensiune reactiva pentru conexiunea in punte are formula: __

U 

1 1 __  U sc [%]  U d 0 2 100 Pentru determinarea caderii de tensiune rezistive se poate ca pe dioda caderea de tensiune

__

U drt  1,5V Cum la un moment dat sunt in conductie cate 2 diode, cate una pentru fiecare grup de comutatie caderea de tensiune va fi: 7

__

U drt   3V Caderea de tensiune pe infasurarile transformatorului are expresia:

U tr 

PCu S ps  PCu [%]  I dn I dn S

unde: ps - reprezinta puterea de proiect a transformatorului pe partea de curent continuu, putere ce in cazul conexiunii in punte este: __

S ps  1,05P  1,05  U d 0  I dn __

1,05 U d 0  I dn  PCu [%] U tr  I dn 100 __

1,05 U d 0  PCu [%] U tr  100

Se poate aproxima caderea de tensiune rezistiva cu: __

Ur  3

1,05 __  U d 0  PCu [%] 100

Inlocuim valorile obtinute pentru caderea de tensiune reactiva si rezistiva in expresia tensiunii redresate nominale si obtinem: __

__

U dn  U d 0 

1 1,05 __  U sc [%]  3  U d 0  PCu [%] 200 100 __

Am obtinut o ecuatie avand necunoscute U d 0 __ __ 1 1,05   U dn  3  U d 0  1   U sc [%]   PCu [%]  200 100  

__

U d0

__

U dn  3  1 1,05 1  U sc [%]   PCu [%] 200 100 __

U d0 Us  6  6   sin  6

U inv max  6U s 8

Pentru alegerea tensiunii inverse pe venitl VRRM se ia in calcul un coeficient de siguranta Ks=1,8….2,2

VRRM  1,8U invmax ....2,2U invmax  Din datele de catalog alegem o tensiune inversa repetitiva maxima care sa apartina acestui interval. __

U d 0  792.59 V __

U r =18.8121 V

U s  338.8453 V __

U  = 23.7777 V U inv max  829.998 V

V RRM  1493,9964...1825,9956 

S ps  1,05  792,5898  675  561748,02075 Alegem D400S 1600;

VRRM  1600V

3.Calculul protectiei la scurtcircuit Scurtcircuite in instalatiile redresoare Determinarea prin calcul a curentiilor de scurtcircuit intr-o instalatie redresoare este dificila deoarece spre deosebire de circuitele obisnuite de curent continuu aceste instalatii sunt formate din laturi care conduc la intervale diferite, in plus ventilele semiconductoare produc componente de curent continuu lucru care complica si mai mult. Ca urmare curentii de scurtcircuit intr-o instalatie redresoare se calculeaza de obicei in anumite ipoteze simplificatoare. Se vor lua in considerare doua situatii: a) Evolutia scurtcircuitului pe o durata relativ scurta de timp si anume mai putin de o semi perioada. Acesta este cazul domeniului in care lucreaza protectia. In acest caz calculul este mai usor deoarece in acest interval de timp lucreaza relativ putine laturi. 9

b) Evolutia pe o durata mai lunga, este situatie la limita intre suprasarcina si scurtcircuit. In acest caz calculul este mai dificil. Din punct de vedere al locului unde apare scurtcircuitul se deosebesc: - scurtcircuitul extern; - scurtcircuitul intern; a) scurtcircuitul extern se produce pe partea de curent continuu a redresorului, in aceasta situatie intereseaza curentul prin ventile, curentul prin laturile de alimentare ale redresorului si prin latura scurtcircuitata de curent continuu deoarece in toate aceste laturi se vor monta elemente de protectie; b) scurtcircuitul intern se produce deobicei atunci cand un ventil semiconductor si-a pierdut capacitatea de blocare. Deoarece ventilele semiconductoare au o capacitate termica mica datorita masei mici a discului de siliciu, aceste ventile sunt expuse pericolului distrugerii termice. Defectele care pot sa apara in instalatiile redresoare la scurtcircuitele interne produc in ventilele semiconductoare curenti atat de mari incat trecerea unei singure semiperioade fara interventia protectiei poate duce la distrugerea ventilului. Din acest motiv protectia va trebui sa produca curentul de defect in cateva milisecunde. Durata aceasta fiind foarte scurta ventilul nu mai poate ceda caldura dezvoltata si acumuleaza toata energia si in consecinta temperatura jonctiunii creste. Parametrii ce caracterizeaza aceasta energie pe care o poate acumula, poate fi definita prin integrala Joule[KA2s]: t

∫ i2 t 0

Dispozitivele de protectie la scurtcircuit trebuie sa realizeze: a) intreruperea sigura si in foarte scurt timp a curentilor de defect; b) intreruperea curentului prin limitarea amplitudinii curentului de scurtcircuit; c) limitarea energiei termice dezvoltate in timpul scurt circuitului;

10

Pentru protectia la scurtcircuit a ventilelor semiconductoare se utilizeazasigurante ultrarapide. -

sigurantele de tip F1 protejeaza redresorul atat la scurtcircuitul exterior cat si la scurtcircuitul intern. In locul lor pot fi folosite cu succes intreruptoare ultrarapide. sigurantele de tip F2 realizeaza protectia la scurtcircuit intern. sigurantele de tip F3 realizeaza protectia la scurtcircuit extern.

Nu exista o reteta generala de protectie. Constructorul de redresoare fiind obligat sa aleaga sisteme de protectie pentru convertor de situatia concreta. Cerintele ce se impun atunci cand se alege protectia pot fi nenumarate astfel: 1) Curentul limitat la deconectare sa fie mai mic decat IFSM; 2) Integrala Joule a curentului pentru siguranta sa fie mai mica decat integrala Joule a ventilului; 3) Tensiunea de arc trebuie sa fie mai mica decat VRSM,VRRM; 4) Realizarea unei protectii selective prin alegerea tipului de intrerupere a.i. sa se arda numai siguranta de pe latura cu ventilul distrus; 5) Sa se aiba in vedere tensiunea si curentul nominal pentru alegerea datelor nominale de protectie daca pe o latura sunt conectate mai multe ventile in paralel atunci se va monta cate o siguranta ultrarapida in serie cu fiecare ventil. Pentru protectia la scurtcircuit in cazul puntii redresoare alese vom dimensiona o siguranta de tip F2.

Criterii de alegere a sigurantei de tip F2:

1) Curentul nominal al sigurantei se alege in functie de valoarea efectiva a curentului prin latura sigurantei la regim nominal sau de suprasarcina. In cazul considerat dimensionarea protectiei se face la prima treapta de suprasarcina. Prin curent nominal al unei sigurante intelegem cea mai mare valoare efectiva a curentului ce strabate siguranta in regim de durata fara ca aceasta sa se distruga din punct de vedere termic. In cazul puntii trifazate conditia se scrie astfel: ¿=

Ks 1∗Idn np∗√ 3∗0.8∗0.95

Ks1-reprezinta valoarea coeficientului corespunzator la prima treapta np - numar de ventile conectate in paralel 0,8 - coeficientul care tine cont de neuniformitatea caracteristicilor statice ale ventilelor conectate in paralel 11

0,95 - coeficient care tine cont de faptul ca nici sigurantele nu au aceleasi caracteristici. 2) Tensiunea nominala a sigurantei va trebui sa fie mai mare sau egala cu tensiunea dintre doua faze: Un ≥ √ 3 Us Tensiunea nominala a unei sigurante este cea mai mare valoare efectiva care poate sa apara la bornele sigurantei dupa intreruperea circuitului. 3) Se verifica daca este cazul ca siguranta sa nu se topeasca la anumite regimuri normale de suprasarcina (in cazul nostru nu se verifica aceasta conditie). Se impune conditia ca in cazul aparitiei scurtcircuitului integrala Joule a sigurantei sa fie mai mica decat integrala Joule a ventilului: (I2t)U utilizare> Û2= √ 6

Us= 829.998 V

Sn= 1.05 * Udn*Idn = 531562.5 VA

Wm=13,5361 J Capacitatea minima a condensatorului se va determina ca raport dintre energia supratensiunii: C=

2Wm V 2RRM −Û

=14,4684 µ F 2 2

16

Se alege din catalog un condensator sau ocombinatie de condensatoare care sa aiba tensiunea nominala sau capacitatea mai mare sau egala decat cele determinate prin calcul: Un>Û2 Cn>C Se alege din catalog tipul condensatorului: -in schema se va lega in serie doi condensatori; E.G. 11.70 32µF+32µF 450V Un=450+450=900 V C=

32 =¿ 16µF 2

Pentru alegerea rezistoarelor de tip R1 se tine cont de faptul ca ele au rolul de a conecta condensatorul la retea si ele se dimensioneazaa.i. sa nu aparaoscilatii,iar curentul prin diodele D11-D16 sa nu depaseasca valoarea curentului maxim IFSM.

R1 ≥ 3 2 Ls 

√

Ls C

U sc ∗U 22 100 Ls = ω Sn

6 585,97 2   1,2375  10  4 H 100 100  570937.50

R1  4.1716 Cn-capacitatea condensatorului ales Ls-inductivitatea de dispersie

U2= 3Us=586,8972 V Valoarea R1 din catalog este: RBC 1001 R=4,7 Ω Rezistorul de tip R2 se dimensioneaza a.i. sa se descarce cu 10% intr-o semiperioada a tensiunii de alimentare: 17

U=U 0∗e

−T ∗1 2 RC

;

0.9 U 0=U 0∗e

−T ∗1 2 RC

;

−T ∗1 2 ; ln 0.9= R2C

R 2=

−T ; 2C ln 0.9

T=20ms R2=

20× 10−3 =5932 2× 16 ×10−6 × ln 0,9 2

PR = 2

2

U2 R

Ω;

= 2

586.8972 =63,89 W; 2 R

R2 =6,8 kΩ

Alegem

PR =50,38W 2

Alegem rezistenta bobinata cimentata

RBP 6075

Pn=75 W V RRM >

829,998 =414,999 V 2

V RRM ∈[1,6 × 414,999 ; 2,2× 414,999]∈[663,9984 ; 912,9978] ; I FSM =

^2 U 829.998 = =99,48 A 2 × R 1 2 ×4.1716

Alegem D63i8 V RRM =800 V I FSM =160 A

5. Calculul caracteristic de funcţionare şi reprezentarea grafică a acestora Pentru uniformizarea calcului caracteristic de functionare se vor ridica in functie de factorul de incarcare. β=

Id Idn

β ϵ { 0,25; 0,5 ; 0,75 ; 1 ; 1,25; 1,5 ; 2 } U d =f ( I d ) 18

U d =U d 0−U γ −U r reglaj de faza

, unde Ud0 tensiunea ideala de mers in gol fara

U γ −¿ caderea de tensiune datorata comutatiei; U r −¿ caderea de tensiune rezistiva; U d 0= √ 6

U s∗6 π sin π 6

Caderea de tensiune datorata comutatiei U γ=

∑ P( β) = Pcu+ Psig+ Pventil Id

β I dn

Psig =6 ∙ nvp ∙ Ps ( β )

unde,

Ps (β ) =

unde, 2

Pcu= 2

r ∙ I n∙ β ∙ c

2

Pu ( ) 2 2 ∙ Sn ∙ β ∙ c 100

, unde:

r- rezistenta siguranta ( data in catalog). I n -- valoarea efectiva a curentului ce trece prin siguranta atunci cand redresorul este incarcat in sarcina nominala. c- coeficient care tine seama de fenomenul de comutatie si care in cazul redresorului proiectat va fi 0,9. Pventile =6∗n vp∗Ps (β )

, relatie valabila pentru redresor in punte.

Pv ( β) - pierderi intr-un ventil. I FRMS ( β ) ∙ c ¿ , unde ¿ Pv ( β ) =V ¿ ∙ I FAV ( β ) +r T ¿ I FAV ( β )=β ∙ I FAVN I FAMS ( β )=β ∙ I FRMSN ŋ= Pfe =

Ud ∙ Id U d ∙ I d +∑ P

=

U d ( β )∗β∗I dn , β∗U d ( β )∗I dn + Pcu + P sig + Pventile + Pfe

P fe [ ] ∙S 100 n

cos ρ=

U d ( β )∗β∗I dn∗∑ P

√3∗U l∗I l (β )

, unde:

U l - tensiunea de linie primara.

19

unde

I l - curentul de linie si care in cazul redresorului trifazat in punte are expresia: I l ( β) =

ᵦ Uγ Pcu IFAV ᵦ IFRMS ᵦ Ps ᵦ Pventile Psig Ur Ud η Il ᵦ Cos Ud0 U s.c. P.cu Sn c

φ

U 2 √2 ∙ ∙I ∙β U 1 √ 3 dn

0.25 5.94442 4 511.296 7 35.1562 5 60.8924 1 2.43 538.326 2 29.16 6.39278 7 780.252 6 0.94639 7 4.04324 6 0.99331 792.589 8 6 1.9 531562. 5 0.9

0.5 11.8888 5 2045.18 7 70.3125 121.784 8 9.72 1140.80 5 116.64 9.78557 5 770.915 4 0.96412 5 8.08649 3 0.96337 7 792.589 8 6 1.9 531562. 5 0.9

0.75 17.8332 7 4601.67 105.468 8 182.677 2 21.87 1807.43 6 262.44 13.1783 6 761.578 2 0.96726 12.1297 4 0.94862 5 792.589 8 6 1.9 531562. 5 0.9

1 23.7776 9 8180.74 7 140.625 243.569 6 38.88 2538.21 9 466.56 16.5711 5 752.241 0.96656 5 16.1729 9 0.93766 7 792.589 8 6 1.9 531562. 5 0.9 20

1.25 29.7221 2 12782.4 2 175.781 3 304.462 1 60.75 3333.15 4 729 19.9639 4 742.903 7 0.96427 4 20.2162 3 0.92822 8 792.589 8 6 1.9 531562. 5 0.9

1.5 35.6665 4 18406.6 8 210.937 5 365.354 5 87.48 4192.24 2 1049.76 23.3567 2 733.566 5 0.96114 3 24.2594 8 0.91954 8 792.589 8 6 1.9 531562. 5 0.9

2 47.5553 9 32722.9 9 281.25 487.139 3 155.52 6102.87 5 1866.24 30.1423 714.892 1 0.95349 5 32.3459 7 0.90332 7 792.589 8 6 1.9 531562. 5 0.9

Idn IFAV N IFRMS N r In VTO rt Pvᵦ np Pfe % Pfe U1 U2

675 140.625 243.569 6 0.0003 400 1.2 0.00089 44.8605 1 2 1.2 6378.75 20000 586.897 2

675 140.625 243.569 6 0.0003 400 1.2 0.00089 95.0670 6 2 1.2 6378.75 20000 586.897 2

675 140.625 243.569 6 0.0003 400 1.2 0.00089 150.619 6 2 1.2 6378.75 20000 586.897 2

675 140.625 243.569 6 0.0003 400 1.2 0.00089 211.518 2 2 1.2 6378.75 20000 586.897 2

675 140.625 243.569 6 0.0003 400 1.2 0.00089 277.762 9 2 1.2 6378.75 20000 586.897 2

675 140.625 243.569 6 0.0003 400 1.2 0.00089 349.353 5 2 1.2 6378.75 20000 586.897 2

675 140.625 243.569 6 0.0003 400 1.2 0.00089 508.572 9 2 1.2 6378.75 20000 586.897 2

η 0.97 0.97 0.96 0.96 0.95 0.95 0.94 0.94

η

21

800 780 760 740 720 700

Ud

680

cos φ 1.02 1 0.98 0.96 0.94 0.92 0.9 0.88 0.86 0.84

cos φ

22