БИБЛИОТЕКА ПО АВТОМАТИКЕ
Выпуск 117
Б. Н. ИВАНЧУК, Р. А. ЛИПМАН, Б. Я. РУБИНОВ
ЭЛЕКТРОПРИВОДЫ
С ПОЛУПРОВОДНИКОВЫМ УПРАВЛЕНИЕМ
ТИРИСТОРНЫЕ
УСИЛИТЕЛИ
ПОСТОЯННОГО ТОКА
Под редакцией М. Л ЧИЛИКИНА
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ЭНЕРГИЯ»
МОСКВА
1964
ЛЕНИНГРАД

Редакционная коллегия:
И. В. Антик, А. И. Бертинов, С. Н. Вешеневский, Л. М. За кс,
Н. Е. Кобринский, В. С. Кулебакин, В. С. Малов, В. Э. Низэ,
А. Д . Смирнов, Б. С. Сотсков, А. С. Ш аталов
УДК 621.375.4
И18
В книге рассматриваются схемы усилителей с вы­
ходом постоянного тока на полупроводниковых управ­
ля е м ы х вентилях с питанием от однофазных и трех­
фазных сетей. Дается ан али з р е верси вных и нер евер­
с ивных схем пр и активно-индуктивной нагруз ке и раб о­
те на противо-э. д. с.
Книга рассчитана на инженеров и техников, .раб о­
тающих в области автоматизации электропривода.
Иванчук Борис Николаевич, Липман Ройджой Александрович,
Рувинов Борис Яковлевич.
Электроприводы с полупроводниковым управлением под редакцией
М. Г . Чиликина. Тиристорные усилители постоянного тока.
М.—Л ., издательство «Энергия», 1964, 96 с. с черт. (Библиотека
по автоматике, вып. 117).
Тематический пл&н 1964 г., No 249.
Редактор/5. А. Липман
Техн. редакто р О. П. Печёнкина
Сдано в производство 29/VI 1964 г.
Подписано к печати 9/IX 1964 г.
Т-12856
Бум ага 81xl08Vsa
Печ. л. 4,92
Уч.-изд. л. 5,85
Тираж 22 000 экз.
Цена 29 коп.
Заказ 1397
Московская типография No 10 Гла вполигрдфрром а
Государстве нного комитета Совета Министров СССР п о печати.
Шлюзовая наб., 10.

ПРЕДИСЛОВИЕ
Широкое развитие средств автоматизации, осуществляемое в со­
ответствии с принятой XXII съездом КПСС Программой партии,
определило бурное разв итие полупроводниковой техники.
Одним из .новых пол упроводниковых приборов, освоенных о те ­
чественной промышленностью в последнее время, яв ляется тиристор
(полупроводниковый управл яемый вентиль).
Тиристор является в на сто ящ ее время одним из наиболее эфф ек­
тивных элементов в технике усиления и преобразования электр и­
ческих сигналов.
Принцип действия, .основные характер истики, а такж е п ар ам е т­
ры р яда тиристоров, разрабо танных отечественной промышленно­
стью, рассмотрены в одной из книг настоящей серии [Л. б] (см. т а к ­
же [Л. 4, 9, 13, 14]).
Данная р абота посвящена вопросам построения усилителей
мощности на тир истор ах с выходом постоянного тока при пит а­
нии от источника переменного тока (управляемых выпрямител ей).
Применение тиристоров в усилительных схемах ука занного типа
яв ляетс я наибол ее эффективным.
В книге рассматр ива ются основные вар иа нты схем нереверс ив­
ных управляемых выпрямителей и реверсивные схемы с питанием вы­
прямленным напряжением и емкостным отключением.
Содер жание книги далеко не исч ерпывает ее назв ания и ограни­
чиваетс я в основном ана лизом стационарных режимов рабо ты сило­
вой цепи рассматриваемых усилительных схем. Ввиду ограниченного
объема книги вопросы применения тиристорных усилителей в схемах
электропривода ра ссм атриваются в подготавливаемой к изданию от­
дельной брошюре.
Авторы приносят глубокую благодар ность проф. М. Г. Чилики-
ну и доц. В. А. Лабунцову, сделавш им ряд ценных замеч аний при
ознакомлении с рукописью.
Авторы

СОДЕРЖАНИЕ
Предисл овие
Глава первая. Нереверсивные у с и л и т е л и .............................. 5
1. Однопул ьсная (однопо лу периодная) с х е м а ...................
5
2. Дву хпу льсные (двух по лупер иодные) дифференциальные
с х е м ы ........................................................................................
10
3. Д вух пу льс ные (дву хпо лу пер иодные) мостовые схемы 19
4. Трехпульсные (трехфазные одно полупериодные) схемы 21
5. Шестипульсные (трехфазные двухпо лупериодные) схемы 28
6. Схемы с управлением на стороне переменного тока . . 31
7. Схемы с питанием тиристоро в выпрямленным дву х-
пульсным н а пр яж ен ием .........................................................
36'
Глава вторая. Реверсивные усилители с емкостным
о т к л ю ч е н и е м ......................................................................... ... 45
8. Общие з а м е ч а н и я .................................................................
45
9. Схемы с двух пульс ным питанием от однофазной сети 47
10. Схема с двухпульсным питанием от тр ехфазной сети
без нул ев ого п р о в о д а .....................................
63
а) Работа схемы при т< т к, С = 0 (режим прерыви­
стого т ок а) .................................................. •
.
•..
64
б) Работа схемы при
и С ^СК (режим непре­
рывного тока)
67
11. Схема с двухпульсным питанием от трехфазной сети
с нул евым п р о в о д о м ............................................................. 74
а)Работа схемы при т<Чк, С =0
..............................
74
б) Рабо та схемы при т ^ тк , С ^ С к ........................... 79
12. Схема с трехпульсным питанием от трехфазной сети 81
13. Схема с шестипульсным питанием от трехфазной сети 86
14. Сравнительная оценка схем -с питанием выпрямленным
н а пр яж е ни ем ......................................................................... •
89
Литера тура ............................................................................................
94

ГЛАВА ПЕРВАЯ
НЕРЕВЕРСИВНЫЕ УСИЛИТЕЛИ
1. Однопульсная (однополупериодная) схема
Простейш ая схема усилителя, состо ящ ая из одного тиристора Г,
включенного последовательно с нагрузкой R H,
-и
источником -пи­
та ния переменного то ка е, прив еде на на рис. 1,а. Открытие тирис то­
ра осуществляется путем подачи соответствующего сигнала на
управл яющий электрод в положительный полупериод напряже ния
питания. Запира ние тиристора происходит в течение отрицательно го
полупериода, когда так, протекающий через тиристор, уменьшается
до .величины тока отключения . Регулир ование среднего значения
тока нагрузки происходит за -счет изменения длительности вклю­
ченного состояния тиристора, что в свою очередь обеспечивается из­
менением момента подачи сигнала у правления в течение пол ож итель­
ного полупериода источника питания.
Рассмотрим основные соотношения, характеризующие р аботу
схемы, полагая, что напряж ение питания достаточно велико по ср ав­
нению с падением напряж ения на открытом тиристоре, а таки отклю;
чения, а такж е прямой и обратной утечки тиристора малы по срав­
нению с максимальной величиной та ка нагрузки. Ори этом тиристор
можно считать «идеальным», т. е. принять, что прямое паде ние на­
пр яжения, токи прямой и обратной утечки, а т акж е ток отключения
равны нулю.
Рассмотрим вна чале ра1богу схемы, когда т а к называемый «об­
ратный диод» До, показанный на рис. Л,а пунктиром, отсутствует.
Характер изм енения переменных дл я этого слу чая приведен на
рис. 1Д
Напряжение питания принято синусоидальным:
е= Етsin0, 0= со£, w==2rcf,
где f — частота источника питания, 0 — о тносительное время, и зм е­
ряем ое в радианах или эл ектр иче ских градусах .
В момент времени 0 = а за сч ет сигнала управления вентиль
откр ываетс я и напряжение на нагру зке мн становится равным э. д . с .
источника питания. В мом ент времени 0 = f то к / а , протекающий
через тиристор (равный в дайнам случае току нагрузки /н), о бра­
щается в пуль и тиристор забир ае тся; напряж ение т нагрузке ста-
5

новится равным нулю. За перто е состояние тиристора сохраняется до
момента подачи сигна ла управления в следующем положительном
полупериоде.
В дальнейш ем величину а будем называ ть «углом отпирания»,
величину Р — «углом запирания» и величину Я = р —а
—
«интерва-
Рис. 1. а —однопульсная схема; б — временные диаграммы при
отсутствии обратного диода; в — то же при наличии обрат­
ного диода.
обозначать аTM. В интервале проводимости справедливо уравнение
решение которого при начальном условии 0 = <х, / н = О дает закон
изменения тока нагрузки
лом проводимости».
Интервал изменения угл а о т­
пирания, обеспечивающий макси­
мально возможный диапазон из­
менения среднего значения напр я­
жения (то ка) нагрузки, будем н а­
з ывать «диапазоном управления» и
(1)
где
<о£н
(3)
от носит ельная постоянная времени нагрузки; у * a rc tg %.

Интегриру я (1) в пределах интервала проводимости, получаем
выражение дл я среднего значения напр яжения и то ка нагрузки
Р
UB— /н#н’=
= ^г(cosa—cosР).
(4)
Угол запирания (3 в функции а и т определяется из ур авнения
(2) при /н= 0; соответствующее семейство кривых приведено на
рис. 2. Таким образам, среднее значение напряжения (то ка) нагруз-
Рис. 2. Зависимости выходного напряжения £/н (сплош­
ные линии) и угла запирания ft (пунктирные линии)
в функции угла зажигания а для однопульсной схемы
рис. 1,а при отсутствии обратного ди ода для различных
значений постоянной времени нагрузки: Т=0(1), т = 1(2),
Т«2(3), т=4(4), Т=8(5), Т= 16(6) и X—оо (7).
При наличии обратного ди ода кривые, помеченные ин­
дексом 1, справедливы для любого значения х.
ки при данном т однозначно опр еделяется углом отпирания а. Ука­
занную зависимость £/н= £/н(а) '[либо / н= /н(а)] 'будем в дальней­
шем называть «характеристикой вход — выход». Семейство хар ак те­
ристик вход — выход рассматрив аемой схемы д ля различных Т
приведено на рис. 2.
При чисто активной нагрузке (|т=0) угол запирания (3=180° и,
следовательно,
Ун= /„/?„= 1 ^(1+COSа).
(5)
7

(При изменении угла отпираний от а = 1 8 0 6 (режим холостого
хода) до <1 = 0 (режим максимальной отдачи) -напряжение (ток) на­
грузки изм еняется от нуля до максимального значения
Ет
^н.макс == /н.максун = “ = 0 ,ЬЕс р.
(0)
С увеличением х угол за пира ния увеличивается, а среднее з н а­
чение на пр яж ения UH соответственно уменьшается (рис. 2). Когда
постоянна я времени нагрузки достаточно велика по сравнению с по-
лупериодом частоты питания
т» *,
(7)
то угол запирания (приближенно равен р « 2 л —а . Пр и этом уравне­
ние (2) принимает вид:
<ж^
(—cos0+ cosa).
(2a)
Интегрируя (2a) в пределах от а до р = 2 л — а, получаем сле­
дующе е приближенное соотношение для характ еристики вход —
выход:
Ет
ии= /в/?и
[sinа+ (тс—а)cosа].
(8)
В режиме максимальной отдачи (а = 0)
Е
Е
£/н.макс
/н.ыакс ^
(9)
Следовательно, при «больших» т (7) среднее значение напр я­
же ния (рока) нагрузки уменьшается примерно обратно пропорцио­
нально индуктивности нагрузки.
Условия работы силовой (анодной) цепи тиристора х арактер и­
зуются максимальными значениями прямого £/пр.макс и обратного
£/обр.макс напряж ений
на закр ытом приборе и наибольшим
значением средней рассеиваемой мощности Р р. макс. Указанные в е­
личины не долж ны превышать соответствующих допустимых з на­
чении £/пр. ДОП» £/обр. ДОП»
ДОП*
-При определенных допущениях величина средней за период (рас­
сеиваемой мощности может быть выра ж ена через среднее знач е­
ние анодного то ка тирис тора / а и коэффициент формы этого то ­
ка £ф следующим образом:
P^/af/.+^r..
0°)
где t/о» Го — параметры кусочно-линейной аппроксимации прямой
вольт-ампер ной характеристики открытого тиристора (U0— поро­
говое напряжение, г0— дифференциальное сопротивление прямой
вольт-ампер ной характеристики). Д ля схем, рассматриваемых в на­
стоящей главе, можно приближенно считать, что наибольшее зн а­
чение рассеиваемой мощности имеет место в режиме максимальной
ОТДаЧИ усИЛИТеЛЯ, Т. е. При / а = /а . макс.
8

С целью сравнительной оценки условий работы тиристора в р а з­
личных схемах вв едем коэффициенты использования прибора по току
(ki) и по прямому (ки) и обратному (ко) напряжению, определяемые
равенствами:
,
^н.макс
,
^н.макс
,
^н.макс
Ri= т
\кп—п
;к0— ~
тт
•
^а.макс
с/пр<макс
С/0бр.макс
Величины k n, k 0, k i, а т акж е коэффициент формы k$ определяют
выбор тиристора при заданных знач ениях выходного напряж ения и
тока ус илителя в р ежиме максимальной отдачи.
Поскольку незав исимо от величины т максимальные значения
прямого И обратного напряж ений равны £/пр.макс = '£/0бр.макс —Ещ,
то согласно (|9) коэффициенты использования тиристора по напря­
жению та кж е уменьшаются с ростом т:
Lf_
^н.макс _ ^н.макс
_
1
«н= Ко=тт
TJ
.
О'пр.макс
О'обр.макс
~
Таким образом ,'в тех с лучаях, ко гда по стоянная времени -нагруз­
ки относительно велика, применение рассмотренной схемы становится
не целесообразным.
Существенное повышение эффективности однопульсной схемы
при активно-индуктивной нагру зке достига ется за счет подключе­
ния парал лельно нагрузк е обратного диода Д 0 (рис. >1,а).
Диод До «отсекает» отрицательную полуволну напр яжения пи­
тания (т. е. всегда (3=180°) и в р езул ьтат е характеристика -вход —
выход определяется уравнением (5) независимо от величины т. «В те­
чение той части периода, когда управл яемый вентиль за перт, ток
нагрузки зам ыкается через диод До. Если прямое падение на пр яж е­
ния на диоде равно нулю, то ток нагру зки с охра няет непрерывность
при любых значениях а<180°, т> 0 .
В 'режиме максимальной отдачи средние значения напряж ения и
то ка нагрузки независимо от величины т определ яются согласно (6),
а среднее значение тока, потребляемого от источника питания / с,
то ка, протекающего через управляемый вентиль / а, а т ак ж е тока,
протекающего через обратный диод / о при т^> л приближенно
равно:
Коэффициенты использования по напряжению при наличии об­
ратного диода независимо от величины z с тановятс я равными k 0 =
= k n = 1/я; коэффициент использования по то ку и коэффициент
формытокаiaприz>тсравны:&*= 2,k$=V2.
Таким образом, включение обратного диода при т > п приводит
к увеличению выходного напряж ения (т ока) усилителя и коэффи­
циентов использования по напряжению в z/n ра з, а коэффициента
использ ования тиристора по т оку в 2 раза; выходная мощность у си­
л ител я у вел ичив ается в (х/те)2 раз.
Если выходной величиной считать ср едне е значение тока на­
гр уз ки, то пер едаточ на я функция рассматриваемой схемы при на­
личии обратного диода и %> я будет соответствовать инерционному
9

звену первого порядка с постоянной времени, равной постоянной
времени нагрузки:
Н7/ N ДМ/>)
k
W (P)~ Ья(р) 1 +рТв ’
где
,
д/я_
Emsina e
Lh
k==lh ~
2nR*
’ Tn==R^'
Если обратный диод отсутствует, то длительность переходного
.процесса при «скачке» сигнала у прав ления не 'превышает периода
частоты питания независимо от-величины Гн, т. е. при отсутствии Д 0
однопульсную схему 'можно считать практически безынерционной.
Основными недостатками однопульсной схемы являются: з а ­
гр узка источника питания постоянной составляющей то ка , относи­
тельно низкие значения коэффициентов использования по напряж е­
нию, а такж е относительно высокий уровень переменной со став ляю­
щей выходного на пряж ения. Указанные недостатки полностью или
частично устраняются при переходе к многопульсным схемам вы­
прямления.
2. Двухпульсные (двухполупериодные)
дифференциальные схемы
Наиболее распространенный вар иант двухпульсной схемы, со­
стоящей из двух тиристоров Т \у Т2 и дифференциального трансфор­
матора (или автотр ансформатора) Тр, изображен на рис. 3 ,а. Им-
10
Рис. 3. Двухпульсные дифференциальные схемы.

Пульсы сигнала управления откр ывают тиристоры Т\ и Гг поочеред­
но со сдвигом по фазе на 180°.
Рассмотрим работу схемы вначале при отсутствии обратного
диода Д 0. В этом случае в зависимости о т величин а и т ток на­
грузки мож ет иметь ка к прерывистый, так и непрерывный характер.
Пока интервал проводимости Я =Р —а<180°, схема работает в р е­
жиме прерывистого тока. Характер изменения переменных для это­
го случ ая изображен на рис. 4,а: ток нагрузки в интервал ах прово-
Рис. 4. Временные диаграммы для двухпульсных диффе­
ренциальных схем.
а — для схемы рис. 3,а при отсутствии обратного диода
в режиме прерывистого тока (а>аг); б — то же в режиме
непрерывного тока (а < а г); в — для схемы рис. 3,а при на­
личии обратного диода; г — для схемы рис. 3,6.
димости изменяется согласно (1), (2). Характеристика вход — вы­
ход в режиме прерывистого тока определяется уравнением
Р
ин=IuRa= ~
Jedb= ~^(cosа—cosJ),
(11)
а
где угол з апирания Р определяется та к же, к а к и для однопульс-
ной схемы; соответственно остаются справедливыми кривые на рис. 2
(необходимо лишь удвоить ординаты по оси ин).
-При чисто актив­
ной нагрузке ( т = 0 ) Р=180° и ха ра ктеристика вход — выход прини­
мает вид:
Uu—IuRn=
О+ cos*)•
(12)
При т > п имеет место сл едующее приближенное выражение
для характеристики вход—выход:
ор
Uu= /„/?н= -j—■[sinа+ (я- a)cosа].
(13)
По мере уменьшения угла отпирания интервал проводимости уве­
лич ивается. При некотором граничном значении а = а г интервал про­
водимости Я,= 180° и -схема переходит в режим непрерывного тока.
Величина а г является только функцией т и может быть определена
по кривым р—Р(а, т) на рис. 2, исходя из уравнения а г = Р — 180°.
С ростом т величина схг монотонно увеличивается от а г= 0° при
11

t»0 до аг—90° при t
oo; соответствующ ая кривая построена йа
рис. 5,а.
Характер изменения 'переменных -при а < а г приведен на рис. 4,6.
Хар актеристика вх од — выход при « < а г, т. е. в режиме непрерыв­
ного тока, не з ависит от величины т и согласно рис. 4,6 опреде­
ляе тс я уравнением
и:-fa
1Г
9Р
ии= /H#H= —
\Етsin0= “
cos a,
(14)
справедливым в пределах 0<Ca <Ca r-
Когда т > я , за м етное изменение выходного напр яжения
^по сравнению с и я
им еет место лишь при ос<аг ^
« 9 0 °. .Поэтому в данном случ ае практический рабочий диапазон из­
менения у гла отпирания леж ит в пр еде лах O<ia<0O°, т. е. a m=
= 90°. Это обстоятельство упрощает построение устройства упр ав ле­
ния тиристора (при чисто активной нагрузке ' а т =(Ш0о).
Ф
Рис. 5.
а — кривая: 1 — характеристика вход—выход для схемы рис. Ъ,а
при отсутствии -обратного диода и Т=*0; 2 — то же при Т=2;
3—то же при т=4; 4—то же при т=8; 5—то же при т=оо. При
наличии обратного диода характеристика вход—выход определяется
кривой 1 для любого значения т; зависимость тока /о, протекаю­
щего через обратный диод при
определяется кривой 6; б —
точная (кривая /) и приближенная (кривая 2) зависимости крат­
ности kj изменения тока в схеме рис. 3,6 в- функции постоянной
времени нагрузки. Зависимость граничного угла отпирания а г д ля
двухпульсрой схемы рис. 3,а (кривая 3) и трехпульсной схемы
рис. 9,а (кривая 4).
Семейство характеристик в х о д —*выход дл я рассматриваемой
схемы при отсутствии обратного диода построено на рис. 5,а.
Максимальное значение обратного напряже ния на вентилях не
зависит от величины т и равно £/0бр. мак^ 2 Е т- Ма ксимальное з на­
чение прямого напр яж ения .в рассматриваемой схеме при чисто а к­
тивной нагру зке (|т—0) равно £/пр. Макс = £ т , а при Т
я достига ет
12

V ap.м акс=2 £ гл (поскольку каждый из тиристоров остается о ткры­
тым в течение части «своего» отрицательного полу пер иода). Следо­
вательно, коэффициенты испол ьз ования тиристоров в р ассматр ивае­
мой схеме при т ^ > я со впадают с аналогичными (величинами для
однопульсной схемы с обратным диодом:
kn=k0=
ki=2.
(15)
В режиме максимальной отдачи коэффициент формы тока , про­
текающего через тиристор, при х = 0 равен &ф=я/2, а при х > п
равен&ф=V2 .
Если нагрузка шунтируется обратным диодом До (рис. 3 ,а) , то
режим непрерывного тока *и(меет место при любых значениях а < 180°,
т > 0 . Характер изменения переменных в этом случае изображен н-а
рис. 4,в. Наличие обратного диода, та к ж е как и в сл уча е однопульс-
ной схемы, приводит к тому, что запира ние тиристоров незав исимо
от величины т происходит в момент перехода напряжения питания
через нул ь и, следовательно, при любом т характеристика вход —
выход определяется уравнением (12). Прямое^напряж ение на з а пер­
том тиристоре при наличии До не превышает Unр. м а кс= £ г»;
в* остальном режим работы вентилей остается прежним.
Таким образом, при
включение обратного диода в 2 р а з а
улучшает коэффициент ис пользования тиристоров по прямому напр я­
жению, но одновременно приводит к двукратному увеличению д иа п а­
зона управ ления (а т=1180°).
Когда т -+ оо и пульсациями тока нагрузки можно пренебречь,
среднее значение тока, протекающего через обратный диод, с огласно
рис. 4,б определяется равенством:
a
If.
«
a
/о=
dQ=
= / н.макс 260 (1 C0S °0*
(16)
О
Зависимость / 0/ / н. макс в функции а построена на рис. 5,а (кри­
ва я 6 ). Наибо льш ая величина / 0 имеет место при <х«75° и не пре­
вышает 27% от / н. макс. При любом конечном значении г ве личина/о
будет меньшей, чем это вытекает из (16).
В тех случ аях, ко гда выполня ется условие х
рассмотренную
схему можно упростить, зам енив один из тиристоров неуправляем ым
диодам Д, ка к показано н а рис. 3,6 (Л. il9]. |Когда у пра вляемый в ен­
тиль заперт (ja= ie0 °), величина тока нагрузки согласно (4) опреде­
ляетс я соотношением
' « = 2 3£Г<1+С0вР>
<17>
или приближенно (х > л)
г
Ет
( 18)
13

Когда управляемый вентиль полностью открыт (а = 0), среднее
значение тока нагруз ки достиг ает максимальной величины
/н.макс
2Ещ
~
nRa1
( 18а)
и не зависит от индуктивной с остав ляющ ей нагрузки.
Таким образом, кра тность изменения выходного тока (напряж е­
ния) равна:
kI=1+cosР^4fTn=1ГТ-
Точная и приближ енная зависимости i&j = &j (t ) приведены на
рис. 5,6.
Характер изменения переменных в схеме для проме жуточных
значений угла отпирания в режиме непрерывного тока изображен
на рис. 4,г. В интервале О < 0 < а управляемый вентиль за перт,
а неуправляемый открыт за счет э. д. с. самоиндукции; при этом
к нагру зке приложено отрицательное напряжение и н = — е . В мо­
мент времени 0 = а ^ р и с т ор открывается внешним сигналом, в ре­
з у л ьтате чего неуправляемый вентиль запира ется и напряжение на
нагру зке становится положительным и н = + е . В конце полупериода
(0 = 180°) тиристор закрыв ается и питание нагруз ки в интервале
18О°<С0<36О° ос уществляется чер ез неуправляемый диод, при
этом иа—е.
(Поскольку выполняется условие непрерывности тока, то неза ви­
симо от величины индуктивности среднее значение напряж ения (то­
ка ) нагрузки (будет равно:
360
ос
=
\e\M -|м</в]=^р(1+cosa). (20)
а
0
При z > п режим непрерывного т ока наступа ет при угле отпи­
рания, "близком к 180°. Следовател ьно, при > п характеристика
вход — выход рассматриваемой схемы практически ничем не отли­
чается от аналогичной характеристики усилителя с двумя у пра вл яе­
мыми вентилями и обратным диодом. (Коэффициенты использования
тиристора в данной схеме имеют те ж е величины, что и для схемы
рис. 3,а без обратного диода.
При наличии трехфазной сети с нейтралью можно построить
бестрансформаторную дву хпу льсну ю схему по рис. 3,в. Если
то один из вентилей может быть неуправляемым.
Когда управл яемый вентиль закрыт, ток нагрузки имеет мини­
мальную величину и определяется согласно (17), (18), где величи­
на Е т равна амплитудному значению фазного напряжения се ти£фт .
Режим максимальной отдачи наступает, ко гда угол отпирания
а = 0 относительно линейного напряжения е аъ. Временные диаграммы
для этого случ ая приведены на рис. 6,а. В интервале О°<0 <180°
14

напр яжение на нагруз ке равно и я —еа, в интервале 180°<9 <860°
иа = еь; в резу льтате получаем:
11
Г
п
^^Ефт
.
^и.макс— ^н.максДн—
Л
Из (18) и (21) вытекает, что кратно сть изменения то ка нагрузки
равна:
kj= 2yTfTH
(22)
т. е. примерно на 15/о меньше, чем для схемы рис. 3 ,6 .
Характер изменения переменных для промежуточных значений
угла отпирания при условии Непрерывности тока нагрузки изображен
на рис. 6 ,6. В интервале О <^ 0 < ^ а управляемый вентиль за крыт,
а)
б)
Рис. 6. Временное диаграммы для схемы
рис. 3,0.
а — при а=0°; б — при 0°<а<180°.
а неупра вляемый открыт (за счет э. д. с. сам оиндукции), н апр я­
жение на нагрузке равно ип = еь- В момент 0 = а сигнал управления
открывае т тиристор; диод Д при этом запирае тся, по скольку при
0 = а еаъ^> 0, и к нагрузке прикладывается фазное напряжение еа.
При 0 = 180° линейное напр яжение е аъ изменяет знак, в р е зу л ьта те
чего происходит закрывание Т и откр ывание Д , и к нагру зке при­
кл адыв аетс я фазное напр яжение е ь . Указанное состояние с охра­
15

няе тс я до конца периода е аЬ. В р езу л ьта те характерист ика вход—
выход о пр еде л яетс я равенством:
360°
Un*=IuRvl— 2л ^ €ь^
+ jj*еъйЪJ^ ^2лШ^ ^ cosа)*
О
а
180е
(23)
Коэффициенты использования тиристора в рассматриваемой
схеме при z > п равны:
ka=k0=
ki=2, ^ф=|/“2.
(24)
Если тр ехфаз ная сеть не имеет нулевой точки (или нулевой про-
<вод недоступен), то нагр узка мож ет быть подключена к третьей фа­
зе, ка к по каза но на рис. 3,г. При этом хара ктеристика вход — вы­
ход по-прежнему определяется уравнением (23), хотя форма напря­
жения на нагр уз ке изм еняется [Л. 26]. Кра тность изменения тока
нагруз ки дл я ра ссматриваемой схемы равна:
!Тш=^.
(25)
Амплитуда первой гармоники напряжения на нагру зк е равна
£/Mim = 1,5£фт ; та же величина для схемы рис. 3,8 f/Him = 0 ,5£фт.
Таким образом, схем а с нулевым пров одом (рис. 3,в) обеспечивает
в 3 раза меньшую величину пульсаций и в / 3 раз болыиук/ крат­
ность изменения выходного напряж ения по сравнению со схемой
рис. 3 ,г. В остальном по каза те ли обеих схем совпадают.
Следует отметит ь, что однопульсная схема с обратным вентилем
(рис. 1,а) при питании ее линейным напряжением £ лт = |/3 £ф т
име ет хара ктеристику вход—выход (5), совпадающую с (23). Однако
преимуществом схемы рис. 3,8 явл яе тся ме ньш ая величина пу л ьса­
ций выходного напряже ния (для схемы рис. 1,я .ампл итуда первой
гармоники £/н1т = 0 ,5 £ л т , т. е . вУ"3 раз превышает аналогичную
величину для схемы рис. 3,в). Кроме то го, схема рис. 3,8 обеспе­
чивает бо лее равномерную з агру зку фаз по сравнению с однопульс-
ной схемой.
Для всех рассмотренных в настоящем параграфе вариантов схем
в режиме непрерывного то ка при z > 1 передато чная функция опре­
деляется соотношением
W(p) =
АМР)
А“ (Р)
k
1+.РГ
’
(26)
где Т = Т н — постоянная времени нагрузки;
,
din
k=
----- крутиз на характер истики вход—выход.
В «режиме прерывистого тока длительность переходного процес­
са не превыш ает полупериода частоты питания независимо от вели­
чины Т ж.
16

Диапазон управления для всех рассмотренных ехем равен а т =
= 180°. Исключение соста вляет схема рис. 3,а без обратного диода,
для которой при т ^ я величина а т »90°.
Необходимо отметить следующее принципиальное отличие схемы
по рис. 3,а без обратного диода от других вариантов схем. В у к а­
занной схеме при ее работе на активно-индуктивную нагру зку вы­
ходное напряже ние при 9 0 °< а < 1 в 0 ° согласно (|14) принимает отри­
цательное значение. При этом ток нагрузки будет уменьшаться под
действием противо-э. д. с. (инверторный режим работы схемы).
В резу льтате возникает .возможность форсировки переходного про­
цесса уменьшения тока нагрузки.
Рассмотрим процесс уменьшения тока нагрузки в схеме по
рис. 3 , а без обратного диода, возникающий после изменения угла
отпирания от некоторого значения 0° <; оц < аг до 180° > а2> 90°.
Для упрощения ограничимся рассмотрением случая, когда
и, следовательно, а г ~90°, а навое стационарное значение тока на­
грузки, соответствующее углу отпирания а 2, близко к нулю.
В исходном стационарном режиме среднее значение т ока н а ­
грузки согласно (14) равно:
.
2Ет
/B1= ^ 7 C0Sai-
Когда угол отпирания становится р авным а 2>90°, среднее з н а ­
чение выходного напряж е ния с задер ж кой, не превышающей полу-
периода частоты питания, принимает отрицательное значение
2Ет
с/н2 = -------- COS a2.
В результате среднее значение то ка начинает уменьшаться по
экспоненциальному закону с постоянной времени нагрузки:
эт^н/н
=cos a2+ (cos с*! —cos a2) e
Указанный за кон изменения сохраняется до тех пор, пока в не­
который момент времени t = t 0 не наступает реж им прерывистого т о­
ка. Согласно принятому выше допущению (т^ >я) величину тока
нагрузки при t= to (можно считать р авной нулю. Следовательно, дли­
тельность переходного процесса уменьшения тока нагрузки опреде­
л яется равенством:
откуда
о= cos a2+ (cos oCj—COSa2)0
to
Гн,
2— 1397
t-T\n(\ -C0S^V о0о**<яо0
u-1-in\l
cosa,J’90®
(27)
17

Семейство кривых t0ITa в функции cos а х= / Н1/ / Н<макс и а 2
построено на рис. 7. Д л я обеспечения максимальной форсировки
угол ос2 должен быть близок к 180°* (со«а2^ — 1); при этом
fo=7Hln(l + cos ai).
•В наиболее «тяжелом» случае, когда ai = 0 (режим (максималь­
ной отдачи) время отключения /о—0,7 7V, при (уменьшении a i в е­
личина to сниж аетс я.
Рис. 7. Зависимость относительного време­
ни отключения в функции начального тока
и угла отпирания <*2.
Таким образом, усилитель по рис. 3 ,а без обратного диода по­
зв ол яе т обеспечить .весьма эффективную форсировку процесса умень­
шения тока .в индуктивной нагрузке.
Прим ер практического использования фороировочной способ­
ности «усилителя по схеме рис. 3,а приведен в § 16.
При наличии обратного диода выходное напр яж ение усилите­
л я не может принимать отрицательного значения (инверторный р е­
жим работы или режим прерывистого тока не возмо жен); в резу ль­
тате схема теряет способность форсировки процесса отключения тока
в индуктивной нагрузке. Длительность у казанного переходного про­
* При отключении тока управления инверторный ре жим не во з­
никает. Если входной сигнал снимается полностью, то один из тири­
сторов закрыв ается, а второй остается открытым з а счет э. д. с. само,
индукции. При этом напряж ение на нагру зке становится равным ну­
лю и форсировка не обеспечивается.
18

цеСса, как обычно, можно считать равной 4 = |( 3 —4 ) ? н независимо
от начального значения тока. Вышесказанно е полностью справедли­
во и д ля двухпульсных схем с одним управл яемым вентилем
(рис. 3,6—г); с точки зрения динамики при т ^ я эти схемы экв и­
валентны схеме по рис. 13,а обратным диодом.
3. Двухпульсные (двухполупериодные)
мостовые схемы
Возможные варианты однофазных мостовых схем приведены
на рис. 8. Статические характеристики в х о д — выход при активно-
индуктивной нагрузке, а такж е динамические свойства схемы с че­
тырьмя управляемыми вентилями (рис. 8,а) полностью со впадают
с аналогичной характеристикой и свойствами дифференциальной сх е­
мы по рис. 3,а без обратного диода. В частности, схема по рис. 8,а
б)
Рис. 8. Двухпульсные мостовые схемы.
о блада ет указа нной выше форсировочной способностью. Недо стат­
ком схемы является ее относительная сложность, обусловленная на­
личием четырех тиристоров. Поэтому в тех случаях, ко гда форси­
ровка процесса уменьшения тока в индуктивной нагрузке не требует­
ся, целесообразно использовать мостовые схемы по рис. 8,6 или в ,
кото рые не могут рабо та ть в инверторном режиме и, следовате льно,
не обеспечивают указанной форсировки, но за то выполняются только
на двух тиристорах, что существенно упрощает систему управления.
-В схемах рис. 8,6 и в импульсы сигнала управления открывают
тиристоры Т х ,и Т2 поочередно со сдвигом по фазе на 180°. При
этом форма кривой напряж ения на нагрузке повторяет аналогичную
кривую (рис. 4,в) для дифференциальной схемы с обратным диодом,
изображенной на рис. 3,а.
В резу л ьтате характеристика в ход—выход опр еделяе тся уравне­
нием (12) независимо от величины т. При изменении угла о тпира­
ния а от 180° до 0° среднее значение выходного напр яжения (то ка)
2
изм еняется от нуля до £/н.макс == /н.м ак сй н = ~
£т. Режим не­
прерывного тока в мостовых схемах (рис. 8,6* и в) при идеал ьных
вентилях имеет место при любых значениях т > 0 и а 180°.
2*
19

К о э ф ф и ц и е н т использования тиристоров райнЫ:
кц==:kо=
>ki=2.
71
Коэффициент формы тока, протекающего через вентили в ре­
жиме максимальной отдачи (а == 0), равен кф = я /2 при чисто а к­
тивной нагрузке (^ = 0) и &ф = у г2 при активно-индуктивной на­
гр узке и
Наи1большее распространение получила мос товая схем а с объ­
единенными ка тодам и .(рис. 8,6). Ее преимущество по сравнению со
схемой на рис. 8,в заключается в более простой схемной р еализ ации
устройства управления, поскольку кат оды управляемых вентилей
имеют» общую точку. Однако следует иметь в виду, что при а ктив­
но-индуктивной нагрузк е и отсутствии обратного диода До схема
на рис. 8,6 становится практически неработоспособной. Допустим,
что усилитель р абот ал в реж име максимал ьной отдач и и в некото­
рый момент времени, например в положительный полупериод источ­
ника питания, когда Т\ открыт, а Т2 закрыт, сигнал управления сни­
мается. В следующий отрицательный полупериод тиристор Т2 оста­
нется закрытым (поскольку сигна л управл ения равен нул ю), однако,
поскольку дополнительный путь д л я зам ыка ния тока нагрузки от­
сутствует, за пир ания Т\ не произойдет. Тиристор Т\ остается откры­
тым за счет э. д. с. самоиндукции нагрузки. В результате после от­
ключения сигнала управ ления в схеме во зника ет режим работы, при
котором в течение отрицательного полупериода источника литания
ток нагрузки замыкается по цепи Д 2—Т\ (диод Д \ при этом запер т)
и напряж ение на нагрузке р авно нулю, а в течение положительного
•полупериода — по цепи Д \—е—Тj '(диод Д 2 при этом заперт) и н а­
пряжение на нагрузке р авно = ^
Схема становится эквивалентной однопульсной с обратным дио­
дом (рис. 1 ,я ), а среднее значение напр яжения на нагру зк е ста-
Ет
новится равным £/н =
==0 ,5(/н.макс. По окончании переходно го
процесса, который про исходит с пос тоянной времени
£
грузки принимает стационарное значение / н =
Тъу ток на-
= 0,5/н.макс.
Таким образом, схема может обеспечить лишь двукратно е измене­
ние тока нагрузки.
■Для того чтобы обеспечить полный диапазон изменения выход­
ного напряж ения (тока) в соответствии с уравнением (1 2 ), до ста­
точно за ш унтир ова ть нагрузку обратным диодом До, к а к показано
на рис. 8,6 пунктиром. При этом индуктивность нагрузки « ра зря­
ж ается» чере з обратный диод и не препятствует запиранию тири­
сторов (при снятии сигна ла у пра вле ния напряж ение на нагрузке
«сразу» становится равным нулю).
В схеме, приведенной на рис. 8,в, необходимость в обратном
диоде отпада ет, поскольку ро ль До выполняют по сл едовательно
включенные диоды Д ь Д 2 (|при запира нии вентилей Т\, Т2 индуктив­
ность нагрузки « р азр яж ается» по цепи Д \—Д 2). Недос татком схемы
по рис. 8,5 явл яе тся необходимость гальваничеокой ра зв язки цепей
20

управл ения тиристоров Т\ и Г2, что усложняет построение устрой­
ства управления по сравнению со схемой на рис. 8,6.
Д ля всех -вариантов -мостовых схем передаточная функция \в ре­
жиме непрерывного тока определяется согласно (26). Форсировка
процесса уменьшения тока при наличии индуктивности нагрузки
обеспечивается только д л я схемы н а рис. 8,а.
4. Трехпульсные (трехфазные однополупериодные)
схемы
Основной вариа нт трехпулысной схемы усилителя, включающий
в себя три управл яемых вентиля-тиристора Т а, Тъ, Т с и тр е хф аз­
ный источник питания с нулевым проводом, приведен на рис. 9,а.
Импульсы сигнала управления открывают тиристоры поочередно со
сдвигом по фазе на li20°.
Рассм отрим рабо ту схемы внач але при отсутствии обратного
диода Д 0. В этом случае, так же к а к и для дифференциальной схе­
мы рис. 3,а, в зав исимости от величин угла отпирания а и постоян­
ной времени нагрузки т ток нагрузки м ож ет иметь к а к прер ыви­
стый, т а к и непрерывный характер. Пока интерв ал проводимости
—а<1 20° , схема работает ,в -режиме прерывистого тока. Харак­
тер изменения переменных для этого 'случая изображен на рис. 10,а;
ток нагру зки в интерв ала х проводимости изменяется согласно (1), (2)«
Характеристика вход —«в ых од в режиме прерывистого тока
определяе тся уравнением
а)
Рис. 9. Трехпульсные схемы.
а
21

где £ ф т — амплитуда фазного напряж ения сети, а угол запирания $
определяе тся так же, ка к и для однопульсной схемы; соответственно
остаются справедливыми кривые на рис. 2 (необходимо лишь утроить
ординаты но оси Ua). Ори чисто активной нагрузке ( т = 0 ) Р=180°
и х арактер истика вх од — выход принимает вид:
г/н= /нЯн=
(1+cosа).
(29)
При т^>7и имеет место следующее приближенное выражение
для характеристики^в ход— выход:
Ув = /и/?н=«а^^=-[81п* + (я —a) cosа].
(30)
По мере уменьшения угла отпирания интерва л проводимости
увеличивается; при некотором граничном значении а = а г интервал
Рис. 10. Временные диаграммы для трехпульсной схемы рис. 9,а.
а — при отсутствии обратного диода в режиме прерывистого тока (ct>ar);
б—то же в режиме непрерывного тока (a<ar); в —для схемы рис. 9,а при
наличии обратного диода.
проводимости становится рав ным Я=120° и схема переходит в ре­
жим непрерывного тока.
Величина а г является только функцией т и мож ет быть опреде­
лена по кривым Р(|а ,т), приведенным на рис. 2, исходя из уравнения
а г = р —il2'0°. С ростом т величина а г монотонно увеличива ется от
аг= 60° при т=0 до аг=120° при т -*оо. Соответствующая кривая
приведена на рис. 5,6. Характер изменения переменных при a < a r
изо бражен на рис. 10,6.
22

Характеристика вход — выход в режиме 'непрерывного тока не
зависит от величины т и согласно рис. ilO,б определяется уравнением
3Г
3V3Ел
UB= InRll^ —
£*msinede = ------ 2
—
■—
- c o s(a-30), (31)
а
справедливым в предел ах 30°<а<осг. При а = 30° выходное на­
пряжение (то к) принимает максимальное значение
1,5 1^3 Ефт
Uн.макс = /н.максЯн = ^~JL^----— •
(32)
Когда т
я , заметное изменение выходного напряже ния (по
сравнению с £/н.макс) имеет место лишь при а < а г ^ 1 2 0 ° . Поэтому
в данном случае практический рабочий диапазон изменения угла
Рис. и.
Кривая
1 — характеристика
вход—выход
для
схемы рис. 9,а при отсутствии обратного дио­
да и т=0; 2—то же при т=2; 3—то же при т=4;
4—то же при т= оо. При наличии обратного дио­
да характеристика вход—выход определяется кри­
вой 1 для любого значения T; зависимость тока
/о, протекающего через обратный диод при
определяется кривой 5\ кривая 6 — харак­
теристика вход—выход для схемы рис. 9,6 при
отпирания лежит в пределах 30° < а <[120°; т. е. ат =? 90°.
При
активной нагрузке а г = 60° и а т = ]50°, Семейство характер истик
вхо д—выход приведено на^рис. 11.
23

Максимальное значение обратного напряжения на тиристорах
не за висит от величины т и равно £/0бр.макс —
- ]^3Ефт= ЕЛт-
Максимальное значение прямого напряжения при чисто актив­
ной нагрузке (т = 0)__равно £/пр.Макс = £фт, а при % п до­
с тигает t /пр.макс = 1^3 Ефт = Е лт (ПОСКОЛЬКУ КаЖДЫЙ ИЗ ТИрИ-
сторов о стае тся открытым в течение части «своего» отр ица тель­
ного полупериода). В ре зу льтате коэффициенты использования ти­
ристоров в ра ссматриваем ой схеме при
равны:
1,5
kn= k0=
ki=з.
(зз)
Коэффициент формы тока , пр отекающего через тиристор в р е­
жиме максимальной о тдач и, при т=>0 равен
я */2,/3
г
T+l*^1-76’
априт
я равен
кф=
1,73.
Если нагрузка шунтируется обратным диодом Д 0 (рис. 9,а ),
то при идеальном диоде режим непрерывного тока имеет место при
любых значениях a<il80°, т > 0 . Характер изменения переменных
в этом случае по казан на рис. 10,в. Обратный диод «отсекает» о т­
рицательную полуволну напряж ения на нагрузке; в интервале
времени 6 0 °< @ < а ток нагрузки зам ыкаетс я через обратный диод.
До тех пор пока «>60°, интервал проводимости каждого из
управляемых вентилей меньше чем 120° (рис. 10,в ); при этом х ар а к­
теристика вход — выход определяется уравнением (29), справедли­
вым в пр еделах 60о< ю < |180°.
В оставшуюся часть диапазона управления 30°<а<60° интер­
вал про водимости ка ждого из тиристоров составл яет 120°; при
этом в течение всего периода выполняется условие и н> 0, обратный
диод остается запертым и характеристика в х о д — выход определя­
ется уравнением (31), которое при наличии обратного диода с пр а­
ведливо- только в диа пазо не 3 0 °< а <6 0 ° . Соответствующий график
приведен на рис. 11; диапазон управления равен a w= L50°.
Прямое падение напряж ения на запертом упр авляемом вентиле
при наличии До не превышает £/Пр .м а к с = £ ф т; в остальном режим
работы тиристоров ос тается прежним.
Таким образом, при т: ^ > п включение обратного диода в / З
раз улучш ает коэффициент использования тиристоров по прямому
напряжению, но одновременно приводит к увеличению диапазо на
упр авления до 150° (вместо 90° при отсутствии Д о).
Если т настолько велика, что пульсациями тока нагрузки мо ж­
но пренебречь, то среднее значение тока, протекающего через об­
ратный диод, согласно рис. 10,в определяется равенством
24

(34)
йлй, у4и1ывая (29) и (32), получаем:
Приведенное уравнение справедливо при 60°<сс<180°; когда
сс<60° ток /о —0; соответствующ ая кривая построена на рис. 11.
Наибольшая величина /0 имеет место при а«110° и не превышает
16% от /н.макс- При любом конечном значении т величина /о
будет меньшей, чем это вытекает из (34).
В тех случ аях, когда выполняется условие
рассмотрен­
ную схему можно упростить, за менив один из тиристоров неуправ­
ляемым диодом Д с, как показано на рис. 9,6 {Л. 19].
Когда управляемые вентили заперты ( а = 18 0°) , среднее значение
тока нагрузки согласно (4) равно:
В режиме максимальной отдачи ( а = 3 0 °) ток (напр яжение)
нагрузки о пределяется равенством (32). В ре зу льтате кратность из­
менения выходного тока (на пр яж ения) равна:
Определим уравнение характеристики в ход—выход. Применение
рассм атриваемой^схе мы оправдано, ко гда
при этом можно
считать, что заметное изменение среднего значения выходного на­
пряжения (то ка) происходит лишь в режим е непрерывного тока.
Принима я у каза нно е допущение, можно в зависимости от вели­
чины угла отпирания а выделить три сменяющих друг друга со­
стояния схемы.
Перв ое состояние имеет место в диапазоне изменения угла
отпирания 150°<а< 210° и характеризуется запертым состоянием
вентиля Тъ («работают» то лько тиристор Т а и диод Д с).
Временные диаграммы для
этого
случая изображены на
рис. 12,а. В интервале 0<9<<* диод Дс открыт и напряжение на
нагрузке равно и н = ес. В момент 0 = а сигнал управления откры­
в ае т тиристор Та, а диод До запирается, .напряжение на нагрузке
становится равным ия — еа- Когда 9^210°, потенциал фазы с ста­
новится пол ожительным относительно потенциала фазы а; в р е зу л ь­
тате за пирается тиристор Т а , откр ыва ется диод Д с и напряж ение
на нагрузке вновь становится равным к н = ес.
Тиристор Тъ остается запертым, поскольку в момент по с ту пл е­
ния сигнала управления 9 = a -f- 120° ^ 270° и напряжение на нем
отрицате льно.
Таким образом, в первом состоянии
(35)
#
360
a
210
360
25

Характер изменения переменных во втором состоянии, Которое
имеет место в диапазоне изменения угла отпирания 9 0 °< а < 1 5 0 ° ,
изо бражен на рис. 12Д . В интервале 0<8<ос диод Д с открыт и
напряжение на нагрузке равно и к = ес. В момент 8 = а сигнал
упр авления откр ыва ет тиристор Т а, а диод Д с запирается; напряже­
ние на нагрузке становится равным цн= £а. Когда 0^210°,
за­
пирается тир истор Т а , открывается диод Д с и напряжение на на­
грузке вновь становится равным и п — е с.
а)
б)
в)
Рис. 12. Временное диаграммы для схемы рис. 9,6.
а — при 150в<а<210°; б — при 90в<а<150°; в — при 30°<а<90*.
При 0 = сх ->]—120° сигнал управления откр ыв ает тиристор Ть
(поскольку а < 150°, то в данном случае в отличие от пер вого со­
стояния а + 120° < 2 7 0 ° и, следо ват ельно, напряжение, прило ж ен­
ное к вентилю Т ь в момент поступления сигнала управления, по ­
ложите льно); при этом напряжение на нагру зк е становится равным
UvL — e b. Нач ина я с м омента времени 0 = 270°, когда выполняется
условие
тиристор Ть запира ется и вновь открывается
диод Д с\ напряжение на нагрузке становится равным и п = е с.
Таким образом, во втором состоянии
360
а
210
а+120
j*инdti= J есс?0+ | еаdB+ J есс?0+
6
0
а
210
270
360
+ f еъdb+Jесс?0.
a-f 120
270
Третье состояние имеет место в интервале изменения угла
отпирания 3 0 °< а < 9 0 ° и характеризуе тся «правильным» (последо-
26

вательным) чередованием открытого состояния вентилей всех трех
фаз (рис. 12,в ). В данном состоянии
360
a
a-f 120
270
360
^ йнdft=
^ €сdb-f -
^
€аdb -f -
въdft4“ ^ всdd.
0
0
a
a-f 120
270
Подста вл яя в приведенные соотношения значения фазных на­
пряжений еа=Ефтsin 0, e6= £ $msin(0—120), ес = £ $wsin(0—240),
после интегрирования и преобразований получаем следующее *у рав­
нение для характ еристики в х од— выход:
360
Un= /н/?и—2^"^ tindQ=
о
"V3 Ефт
2л
Y3Ефт
2л
V3Ефт
2л
[1+ cos(a—30)], 150°< a<210°,
[2+ l/Tcosa], 90° <«<150°,
[1+2cos(a—30)],30°< a< 90°.
(36)
Соответствующий график приведен на рис. 11; диапазон у пр ав­
ления равен a m=180°. Коэффициенты использования определяются
согласно (33) так же, как и для схемы на рис. 9,а; коэффициент
формы тока^ через тиристор в режим е м аксимальной отдачи р а­
вен£ф=Yз.
Трехпульсные схемы имеют в Л,5 раза большее значение ко­
эффициента использования тиристора по току т о сравнению с дзух -
пульсными схемами. Коэффициенты использования по напряжению
в трехпульсной схеме -в 1,5 раза больше по сравнению с двух-
пульсной дифференциальной схемой, но в 1,33 раза меньше, чем
в двухпульсной мостовой схеме. Трехпульсные схемы (по ср а в­
нению с двухпульсными) обеспечивают в 2 р а за меньшую ампли­
туду пульсаций выходного напряж ения, а та кж е лучшее исполь­
зова ние трехфазной сети.
В режиме непрерывного тока для всех вариантов трехпульс-
ных схем передаточ ная функция опр еделяется согласно (26). В ре­
жиме прерывистого тока длител ьность переходного процесса не
пре вышает полупериода частоты питания независимо от величины
постоянной времени нагрузки.
Инверторный режим работы при активно-индуктивной нагруз­
ке мож ет иметь место только в схеме по рис. 9,а без обратного
диода. При включении обратного диода , а такж е при замене
одного из управл яемых вентилей неуправляем ым (рис. 9,6) инвер­
торный режим невозмо жен и схема теряет способность форсировки
процессу уменьшения тгсжз в ^ктивнр-индуктивной нагрузке.
27

5. Шестипульсные (трехфазные двухполупериодные)
схемы
Возм ожные варианты шестипульсных схем (схем Ларионов а
[Л. 1]) приведены на рис. 13,а —в. Применение шестипульсной схе­
мы, у которой все шесть вентилей явл яются управляем ыми
(рис. 13,а ) , о пра вдано либо при построении реверсивного усилителя
с общим источником питания, либо когда необходимо обеспечить
инверторный режим работы усилителя. В случае нереверсивного
усилителя (либо ре вер сив но го, но с гальванически разв яза нным и
источниками питания каж дог о плеч а), а т акж е ,в тех случа ях, ког-
Тв
н
тс
пLH
яъя
5
Тд
тс
1В
(iff
kzzhт*
Тв
'Ас
ан>4
Чу»f#
а)
б)
Рис. 13. Шестипульсные схемы.
да .необходимость в инверторном режим е 1работы схемы не в о з­
никает, целесообразно три из шести упра вляемых вентилей з а ­
менить неуправляемыми, ка к по казано на рис. 13,в |[Л. 30]. Та кая
замена по зволяет не только уменьшить необходимое число тири­
сторов, но и существенно упростить схему устройства управления.
Импульсы сигнала управления откр ывают тиристоры Та, Тъ, Те
поочередно со сдвигом по ф а з е на 120°. 1При изменении угла отпи­
рания а от 180° до 0° (относительно линейного на пряж ения ис­
точника питания) среднее значение выходного напряжения {тока)
независимо от величины т изменяется* о т нуля до максимального
значения:
Uн
3=1/н.максун —
3£л
где Е щ -г - амплитуда линейного напряжения питания,
(37)

Коэффициенты испо льз ования тир ис торо в равны:
kn=k0= —
, ki=3,
(38)
Коэффициент формы тока , протекающего через вентили в р е­
жиме максимальной отдачи (а = 0), равен
при чисто активной нагрузке (т = 0) и &ф= }^3 при т^>1.
Следует отметить, что при наличии индуктивности ,( т>0 ) на­
гру зку в схеме рис. 13,в необходимо шунтировать обратным дио­
дом Д 0. Обратный диод выполняет здесь ту же роль, что и в мо­
стовой однофаз ной схеме с двумя тиристорами по рис. 8,6.
Допустим, что т > 0 , диод До отсутствует и усилитель р або тает
в ре жиме максимальной отдачи ( а = 0 ° ) . При этом отключение сиг­
нала управл ения с целы© перевести усилитель в режим холостого
хода не да с т же лаемого р езул ьтат а. В течение первого периода
после отключения сигнала упра вления произойдет запира ние дву х
упр авляем ых вентилей, однако третий управляемый вентиль о ст а­
нется открытым за счет э. д. с. самоиндукции нагрузки, поскольку
дополнительный путь для замыка ния тока на груз ки отсутствует.
В резу льтате схема рис. 13,в примет вид, изображенный на
рис. ИЗ,г. Можно показать, что дл я схемы рис. ИЗ,г при т > 0 усло­
вие за пира ния тиристора Т не выполняется, а среднее значение на­
пряжения (тока) нагрузки при любом т равно
Таким образом, при отсутствии диода Д 0 и т > 0 схема рис. 13,в
может обеспечить лишь двукр атно е изменение тока нагрузки.
При наличии До индуктивность нагрузки р а зр я ж а е тс я через
обратный диод и не препятствует за пиранию управл яемых вентилей;
в резу льтате обеспечивается полный диапазон изменения выход­
ного тока (напряж ения).
Характер изменения переменных в схеме рис. 13,б при наличии
обратного диода показа н на рис. 14. В диапазоне 60°< а<180® на­
пряж ение на нагру зке в течение части периода равно нулю
(рис. 14,а); в интервалах времени ± 120о+сн-120°< в<180°±120°
все вентили заперты и ток нагрузки з амыка ется через обратный
диод.
В оставшуюся часть диапа зона управления 0 ° < а < 6 0 ° , интер­
в а л проводимости к аждо го из у правляемых и неуправляемых ве н­
тилей равен 120°, при этом в течение всего периода ын> 0 и обрат­
ный диод остаетс я запертым. Хар актер изменения переменных
в этом режиме по казан на рис. 14,6,
н.макс
29

Интегрируя кривую напряже ния на нагрузке, получаем, ч то,
несмотря на различный х арактер зависимости и н (9) при а ^>60° и
а <^60°, характеристика вход—выход опр еделяе тся выражением
и н= raRu=
(1 + cos <*),
[(39)
справедливым для всего рабочего диапа зона изменения угла от­
пирания 0<а<180° при любом значении т.
Рис. 14. Временные диаграммы для шестипульсной схемы по рис. 13,в
с обратным диодом.
а — при 60°<а<180°; б — при 0°<а<60°.
Когда т достаточно велика и переменной составляющей тока
нагрузки можно пренебречь, среднее значение тока, про текаю­
щего через обратный диод, согласно рис. 14,а и (39) будет равно:
3/н /
п\
/а—60\
h = 2тГ(а— ~д"')~~0,75/н.макс f jgQ J(1+ cosa). (40)
Приведенное уравнение опреде ляет за ко н изменения тока / 0
в функции а и справедливо в диапазоне 60о<а<'180о, соответст­
вующ ая кр ивая построена на рис. 15.
Наибол ьш ая величина / 0 имеет место при га—110°, и не пре­
вышает 14% от / н.макс- Обратное напряж ение на диоде До не пре­
вышает Е лт .
На рис. '13,6 приведен вариант шестипульсной схемы, выпол­
ненной на четырех упр авляемых и двух неуправляем ых вентилях
{Л. 4]_ В данном варианте шунтирование активно-индуктивной на­
грузки o6pafHbiM диодом не требуется, поскольку роль обратного
диода выполняют последовательно включенные вентили Д с , Д с.
Однако недостатком данной схемы по сравнению со схемой
рис. 13,в явл яетс я большее количество упра вляемых вентилей, а
30

Факже необходимость ;в га львани­
ческой р аз вяз ке 1вых0|дных цепей
устройства управл ения, посколь­
ку катоды 'тиристоров не имеют
общей точки. Кроме того, схема
по рис. '13,6 не может быть ис­
по льзована в 'качестве .плеча р е ­
версивного усил ителя даж е при
наличии раздельного источника
питания. В остальном основные
технические пока за тели всех трех
вариантов шести пульсных схем
совпадают.
Шеотинульшые схемы обес­
печивают наибольшие значения
коэффициентов использования ти­
ристоров и источника питания,
а такж е наименьшую .величину
пульсаций по сравнению с ра не е
рассмотренными схемами.
Для всех рассмотренных в а­
риантов шестипульсных схем передато чная функция при т ^ > я опре­
деляется согласно !(26). 'Форсировка процесса уменьшения тока
в активно-индуктивной нагрузке (см. § 2) обеспечивается только
для схемы на рис. 13,а.
id.
йб
0,6
О*
0.Z
h,
'iC
k
1цмснс
30
60 90 по 160 180°
Рис. 15. Характеристика вход—вы­
ход и зависимость тока, протекаю­
щего через обратный диод, для ше-
стипульсной схемы по рис. 13,в.
6. Схемы с управлением на стороне
переменного тока
В ряде случаев дл я с ог ласования номинальных парам етров уп­
равляемых вентилей с номинальными парам етр ами нагрузки о ка­
зывается целесообразным включение тиристоров в первичную цепь
согласующего тр ансформатор а Тр (рис. 16).
Однофазный вариант подобной схемы приведен на рис. 16,а.
Нагру зк а подключается ко вторичной обмотке трансформатора че­
рез выпрямитель В, который может быть собран, например, по
мостовой схеме. Импульсы сигнала упр авл ения откр ывают т ири­
сторы Ti и Т2 поочередно со сдвигом по фазе на 180°. При таком
«симметричном» управлении постоянная составляющ ая тока в пер­
вичной обмотке тра нсформатора всегда р авна нулю, а х а ра кт е­
ристика вход — выход определяется уравнением '(12), где в данном
случае Е ш — амплитуда напр яж ения источника питания, приве­
денная ко вторичной обмотке тра нсформатора.
Коэффициенты использ ования тиристоров в рассматр ива ем ой
схеме равны:
kn -- AJq
(41)
где k i —Wo/wi — коэффициент трансформации Тр.
Коэффициент формы тока, протекающего через тиристор в ре­
жиме максимальной отдачи, равен ^ ф = я /2 .
Трехфазный вариант рассмотренной схемы изображен на
рис. 16,6. Выпрямитель В может быть собран как по трехпульсной
31

(трехфа зной однополуперйодяой), т ак н >по шестйпульсной (тре х­
фазной двухполупериодной) схемам,
Если шина «О» соединена с нулевым проводом (пунктир на
рис. 16,6), то режим работы вентильной пары в ка ждой фазе ни-
о)
б)
о
Рис. 16. Варианты схем с управлением на сторо­
не переменного тока.
чем не отлич ае тся от режима работы однофазной схемы рис. !16д.
При этом максимальные значения прямо го и обратного напряж ений
на запе рт ых тиристора х равны амплитуде фазного напряж ения
сети. Среднее значение тока, протекающего через тиристор в ре­
жим е максимальной отдачи, равно половине среднего значения
тока первичной обмотки трансформатора.
32

Если выпрямитель В собран по шестипульсной схеме, то в ре­
жиме максимальной отдачи
^н.макс — 7н.максун
3Еп
kT,
(42)
а коэффициенты использования тиристоров равны:
kft—kо
з/з
П kх1
—*
(43)
где Епт — амплитуда линейного напряж ения сети; k T=W2lwi —
коэффициент трансформации Тр.
Недостатком данного вар иа нта схемы явл яе тся его относи­
тельная сложность, обусловленная наличием шести управл яемых
вентилей и соответственно сложной схемы управления.
Более простой яв ляется тр ехфаз ная схема со встречно -парал­
лельным включением упр авляемого и неуправляемого вентилей,
выполненная по рис. 16,в |[Л. 27]. Поскольку ка тоды всех трех
упр ав ляемых вентилей Ти Т2 и Тз объединены, гальв аническая
развязка выходных цепей устройств а упр авле ния не тр ебуется.
Рассмотрим кратко особенности работы схемы. Пока сигнал
управления отсутствует и, следовательно, все три упр авляемых
вентиля заперты, все три неуправ ляемых вентиля (диоды Д и Д 2
и Дз) та кж е будут заперты в течение всего периода частоты пи­
тания. Последнее будет справедливо только в том случае, когда
точка «0» схемы (рис. 16,в) изолир ов ана от нулевого провода
источника питания. При этом и при идеальных вентилях на пр яж е­
ние на первичных обмотках трансформатор а (и соответственно на
нагру зке) будет равно нулю.
Когда сигнал управления обеспечивает полное открытие у пра в­
ляемых вентилей (Гi—Тз открыты в течение соответствующего по-
лупериода частоты питания), напряж ение на первичных обмотках
тр ансформатор а практически равно напряже нию сети.
При изменении интервала проводимости управляемых ве н­
тилей от нуля до 210° одновременно происходит изменение интер­
в ала проводимости неуправляемых вентилей от нуля до полупе-
риода частоты питания. Соответственно изменяе тся и величина н а­
пряж ения на нагрузке.
Таким образом, схема по зво ляет обеспечить непрерывное из­
менение напряж ение на первичных обмотках тра нсформатора пр ак­
тически от нуля до напряж ения сети. При этом, как и в схеме по
рис. 16,6, при симметричной подаче управляющ его сигнала (т. е.
когда импульсы сигнала управ ления о ткр ывают тиристоры Т\—Тз
поочередно со сдвигом по фазе на 1206) постоянная составляю­
щая тока в обмотках тр ансформатор а будет р авна нулю во всех
режимах работы.
Расчетная кривая изменения напряжения ц1а на первичной
обмотке трансформатор а дл я промежуточ ного значения угла отпи­
рания а приведена на рис. 17,а. В интервале О <0 < С а вентили Т и
Д и Т2 и Д ъ закрыты (остальные вентили открыты); при этом на­
пряжение и1а равно нулю. В момент 0 = а управляющий сигнал от­
крывает вентиль 7 \ , что приводит к открытию диода Д 3\ в ре зул ь-
3— 1397
33

т ат е точки а, b и с принимают одинаковый потенциал (равный по­
те нциалу точки 0) и к обмотке пр икладывается фазное напряжение
Uia — еа. При 0 = 120° вентиль Д 2 запирается; при этом напр яж е­
ние на нагр уз ке становится равным половине линейного напряжения
U\a — — 0,б£ас. В момент 0 = а + 120° управляющий сигнал откр ы­
ва ет вентиль Т2у что приводит к открытию диода Д х и запиранию
вентиля 7 \; к нагру зк е вновь прикл адывается фазное напряжение
U\a = €а. При 0 = 240° запирается вентиль Д 3 и напряжение на на­
г р уз ке опять становится равным половине линейного напряжения
Рис. 17.
а — форма кривой напряжения на первич­
ной обмотке трансформатора в схеме
рис. 16,в для промежуточного значения
угла отпирания; 6 —форма кривой тока че ­
рез управляемый
вентиль для схемы
рис. 16,г s режиме максимальной отдачи.
« 1а = 0,5^аь. В момент 0 = а + 24О° управляющий сигнал открывает
вентиль Т з, точки а, b и с с тановятс я эквипотенциальными, а на­
пр яже ние на нагрузке^ равным фазному напряж ению Uк» = £«.
Закон изменения напряж ений на первичных обмотках двух
других ф аз повторяет кривую на рис. 17,а со сдвигом по ф аз е
на ±120°.
В рассм атриваемой схеме м акс им альная величина прямого на­
пряжения на за пер тых управл яемых вентил ях рав на амплитудному
значению линейного напряж ения сети; на ибольш ая величина сред­
него значения прямого тока тиристора имеет место в режиме ма к­
симальной отдачи и равна половине среднего значения тока пер­
вичной обмотки трансформатора.
34

Т
Т
ГР
т
п
.
Ь'н.макс = / н. максдн =
п
«т,
(44)
а коэффициенты использования тиристоров равны:
,
З&т
,
6
ка—п ’ki~k?•
(45)
Обратное напряж ение на упр ав ляемых вентилях в рас см ат­
риваемой схеме не превыш ает прямого падения напряж ения на
диодах Д \—Дз, т. е. близко к нулю (k0
оо). Это обстоятельств о
существенно повышает надеж ность работы тиристора.
Второй вариант у)прощенной трехфазной схемы приведен на
рис. 16,2 [Л. 28]. Регул иро ва ние тока нагрузки обеспечивается
тремя управляемыми вентилями, включенными в треугольник. Ког­
да сигнал (управления отсутствует и, следовательно, все три вен­
тиля заперты, напряжение на первичных обмотках трансформа­
тора равно нулю.
В режиме максимальной отдач и в течение всего пер иода в
каж дый момент времени в запертом состоянии находится только
один вентиль, а остальные два вентиля открыты. Когда откр ыта
любая пара вентилей, точки а', в' и с' имеют одинаковый потен­
циал и, следовательно, напр яж ение на первичных обмотках тр а нс­
форматора равно напр яжению сети.
Как показывает анализ и эксперимент, величина и форма на­
пряж ения на первичных обмотках трансформатора дл я пр ом ежу­
точных значений угла отпирания в схеме рис. 16,г полностью по­
вторяет аналогичную кривую дл я схемы рис. 16,в. Однако вели­
чина и форма тока, протекающего через управл яемые вентили, в
рассм атриваем ых схемах различна.
Кривая изменения то ка , про те кающего ч ерез управляемый вен­
тил ь Т2 в схеме рис. 16,г в р ежиме максимальной отда чи, приве­
дена на рис. 17,6. В интервале 0° < 0 < 60° вентиль Т2 заперт, а
ТгиГ3открыты; приэтом4= —ibti2—0,4 =4-Винтервале
60° < 0 <080° открыты вентили Тг и Т2, а вентель Т3заперт; при
этом 4 = 4 , i2= — ict /3= 0. В интервале 180° <0 <С300° открыты
вентили Т&Т3изаперт вентиль 7Y, при этом 4=0, 4 =4 и4= —ia.
В оставшуюся часть периода ф а зы а вентиль 74 заперт и тожи
вновь равны4=—4, 4=0,4=4- Закон изменения токов 4 и4
по вто ря ет кривую на рис. 17,г со сдвигом по фазе на + 120°.
При синусоидальном первичном токе среднее значение тока,
протекающего через тиристор в схеме рис. 16,г в режиме макс и­
мальной отдачи, равно:
120
/a= ^f-jsin0de= ^/lm=:O,75/1Cp
(46)
О
и, следовательно, в 1,5 раза пре выш ает аналогичную величину для
схем на рис. 16,6 и в (I\m и / ю р — соответственно ампл итудное и
среднее значение тока в первичной обмотке тр ансформатора)
Если выпрямитель В собран по шестидульсной схеме, то в ре­
жиме максимальной отдачи
3*
35

Максим ал ьная величина прямого и обратного напряжения на
запертых (управляемых вентилях в схеме рис. 16,2 равна ампли­
тудному значению линейного напряж ения сети. Таким образом, если
выпрямитель В собран по шестипульсной схеме, то коэффициенты
использ ования тиристоров в рассматриваемой схеме
kn—k0
(47)
Коэффициент формы тока , прот екающего чер ез тиристор в ре-
71
жиме максимальной отдач и, k$ = - g -
4_
3
v
2п 1,33.
Как следует из рис. 17,6, режим максимальной отдачи насту­
пает, когда угол отпирания становится равным а ——З
О9 относитель­
но соответствующего линейного напр яж ения (для вентиля Т2 отно­
сительно напряж ения еЬс, дл я Тх — о тно сител ьно , еаь, для Г3 —
относительно еса). Ре жим холостого х ода имеет место, когда <х=
= 180°.
Следо ва тельно, в данном случае диапазон управления
dm —210°.
Основным достоинством рассмотренной схемы являетс я мини­
мальное общее число вентилей в силовой цепи по сравнению
с остальными вариантам и трехфазных схем на рис. 16. Однако су­
щественными преимуществами схемы рис. 16,в по сравнению
со схемой рис. 16,г являются: отсутствие обратного напр яж ения на
упр авляемых вентилях, в 1,5 раза больший коэффициент исполь­
зования по току, а та кж е возм ожность объединения ка тодов тири­
сторов, что упрощ ает построение устройства управления.
7. Схемы с питанием тиристоров выпрямленным
двухпульсным напряжением
Во всех рассмотренных выше схемах тиристор используется
в качестве однополупериодного выпрямителя, при этом для по­
строения усилителя по двухпульсной схеме требуется не менее дву х
упра вляемых вентилей (исключение составляют схемы на рис. 3 ,6 —
г, однако их применение огра ничивается условием T ^ >Jt). Если
сиЛовую цепь усилителя питать выпрямленным напряж ением, то
тиристор будет рабо тать в течение обоих полупериодов частоты
питания. При этом уменьшается необходимое количество у пр ав л яе­
мых вентилей, соответственно упр ощае тся схема устройства у пр ав­
ления, улучша ется (уменьшается) коэффициент формы, протекаю­
щего через тиристор тока, и кроме того, к тиристору не прикла­
дывается обратное напряжение, что существенно уменьшает веро­
ятность выхода прибора из строя.
Один из возможных вариантов схемы с двухполупериодным пи­
танием изображен на рис. 18,а. Питание осуществляется от сети
переменного тока через мостовой выпр ямитель В (можно такж е
использовать выпрямитель, собранный по дифференциальной схе­
ме). Хар актеристика вход — выход данной схемы определяется ур а в ­
нением '(12), а коэффициенты использования тиристора равны:
2
5= ^ > ki5=1,
(48)
36.

при этом обратное напряжение на управляемом вентил е равно нулю
{ко = оо). Коэффициент формы тока, протекающего через тиристор,
имеет минимально возможную величину &ф=1,11 при 1 = 0 и £ф= 1
при %> п.
Запир ание тиристора в рассм атрив аемой схеме как при акт ив­
ной, та к и при активно-индуктивной нагрузке, шунтированной об­
ратным диодом, ,возможно благодаря тому, что в окрестности м о­
мента прохо ждения напряж ения питания через нуль имеет* место
конечный интервал времени to, в течение которого выпол няется
условие *’а</откл, где / откл— ток отключения тиристора. Величи­
на to до лж на превышать некоторое минимальное значение т 0, опре­
деляющееся временем восстановления запирающ ей способности ти-
а)
б)
в)
Рис. 18. Схемы с питанием двухпульсным выпрямленным напряжением.
ристора (т0 имеет величину от нескольких микросекунд до несколь­
ких дес ятко в микросекунд в зависимости от типа прибора). В про­
тивном случае вентиль потеряет упр авляемость и схема будет не­
работоспособной. Строгий анализ условий з апирания тиристора
в рассм атрив аемой схеме сравнительно сложен (в особенности
в случае активно-индуктивной на грузки), однако, очевидно, что
поскольку величина to при прочих равных условиях изм еняется
обратно пропорционально частоте питания, то при достаточно вы­
сокой частоте питания условия за пир ания будут нарушены и вен­
тиль потеряет управляемость. Проведенные эксперименты показали,
что при частоте 50 гц управл яем ость тиристоров в схеме рис. 18,а
сохраняе тся во всем рабочем диапазоне изменения парам етров для
сравнительно маломощных вентилей (испытывались тиристоры
с номинальным током 2—10 а). Однако уж е при частоте 400 гц
управляем ос ть вентиля наруш ал ас ь примерно дл я 40% испытанных
образцов. Д л я более мощных вентилей (на номинальный ток 50—
100 а) условие управляем ости при частоте 50 гц нарушалось при
тока х через вентили свыше '15—20 а.
Таким образом, рассмотренную схему возмо жно использовать
лишь с тиристорами на небольшие номинальные токи при сравни­
тельно низкой частоте питании,
37

Указанного недостатка лишены схемы с двухпульсным пита­
нием от тр ехфа зной сети, изображенные на рис. 18,6 и в.
Характер изменения переменных дл я схемы рис. 18,6 приведен
на рис. 19,а. В интервале а<0<ЗОО ° управляемый вентиль Т от­
крыт, а обратный диод До закрыт; при этом в течение а < 0 < 150*
проводит диод Д х и напряжение на нагрузке ия = еа ^= Ефтsin 0,
а в течение 150° < 0 <300° проводит диод Д2 и'|инВ5/ьв=
= £<j>m^sin(0— 120°). В остальную часть периода Т заперт, ия = 0,
« — временные диаграммы для схемы рис. 18,6; б — то же для
схемы рис. 18,в.
а ток нагрузки замыка ется через обратный диод. Минимум интер­
в ал а времени, в течение которого управляемый вентиль находится
в обесточенном состоянии, имеет место в режиме максимальной
отдачи (. а = 0) и составляет 7б периода частоты питания; этого
вполне достато чно д ля восс тановления запирающей способности ти­
ристора при ч астотах питания по крайней мере до нескольких ки­
логерц.
Характеристика вход — выход дл я рассматрив аемой схемы опре­
деляется выражением
Ua= InRnz
1-4- cos (a — 120)
Ефт—
----- ^
------- L , 150°< a <300°
Ефr
2n
1+ >r3+ cosai o°<«<150°,
2tc
(49)
справедливым при любом т. Со ответствующая кривая приведена
на рис. 20. В режиме максимальной отдачи ' ( а —О) выходное напр я­
жение равно :
Uu,макс = / н.максДн ;
2+V3
2я сфт
=0 ,6£фт 0,94Лф.с р, (50)
т. е . всего за 6% меньше, чем для схемы рис. IS*#*
3»

Когда t -►оо, среднее значение то ка , проте кающ его через обрат­
ный диод, согласно рис. 19,а о пр едел яе тся равенством:
360
1Г
/а + 60°\
/о== 2fTj
=1а^360°J’
0
Зависимость / 0/ / н.макс в функции а построена на рис. 20. Н а и­
большая величина / 0 имеет место при а ~ 1 0 0 ° и не превышает 31%'
от / „ . макс. При любом конечном значении т величина / 0 будет
меньшей, чем это вытекает из (51).
Коэффициенты использования тиристора в рас сматр ива емой
схеме равны:
ka
2+Уз
2к
(52)
Поскольку последовательно с упра вляемым вентилем включен
диод (Д[ или Д 2), то величина предельно допустимого обратного
напряж ения тиристора не лимитиру ется (диоды Д\ и Д 2 -выбирают­
ся на предельное обратное напряж ение, равное амплитуде линей­
ного на пряж ения сети).
Коэффициент формы тока, пр отекающего через тиристор в р е ­
жим е максимальной отдач и, равен k$ = i
-
i/
з+2у
5V3
3+2*;
si ,16
прит=0 икф=у\,2^1,1прит>7г.
Хар акт ер изменения переменных д л я второ го варианта схемы
с двухпу льсным питанием от тр ехфазной сети (рис. 18,в) изображен
на рис. 19,б'. В интервале а <[ 8<240° управляемый вентиль открыт,
а обратный диод заперт; при этом в течение а < 0 < [ 120° проводит
диод Дх и напряжение на нагрузке ин= еас = Елтsin 0, а в тече­
ние 120° < 0< 240° проводит диод Д2и ин=еЪс= Ептsin(0—60°).
В остальную часть периода тиристор Т заперт, цн = 0 и ток на­
гр у зки замыкае тся чер ез обратный диод. Минимум интервала вр е­
мени, ког да управляемый вентиль находится в обесточенном с о с т о я­
нии, имеет мес то в режиме максимальной отдачи (а = 0) и состав­
л яе т */з периода частоты питания.
Характерис тика вход—выход д л я рассматриваемой схемы опр е­
деляется выражением
Un= / н^н:
,
1+ COS(а—60)
f£лт
2xf
> 120°< а<240°
.
2+cosа
л^
[Ejim 2тс
» 0 <[а<С120а,
(53)
справедливым при любом т. Со ответс твующ ая кривая прив еде на на
рис. 20. В режиме максимальной отдач и (а == 0) выходное напряж е­
ние равно:
£/н.макс = /н. максун =
“
>
(54)
39

t . e. на 40% превыш ает значение £/н.макс дл я схемы рйс. 18,5 и
имеет ту ж е величину, что и дл я трехпульсной схемы по рис. 9.
Когда т->«оо, среднее значение то ка, протекающего ч ер ез
обратный диод, согласно рис. 19,б опр еде ляется равенством:
360
1Г
а+ 120
/.=
*ф'„<*е=/н-^бо-.
(55)
0
Зависимость / 0// н.м акс в функции а построена на рис. 20. На ибол ь­
шая величина / 0 имеет место при а « 6 0 ° и соста вляе т примерно
42% от /н.макс- При любом конечном значении т величина / 0 будет
Рис. 20.
Кривая / — характеристика
вход—выход
для схемы рис. 18,6; 2— то же для схемы
рис. 18,в; 3—зависимость тока, протекаю­
щего через обратный диод, для схемы
рис. 18,6; 4—то же для схемы
меньшей, чем это вытекает из (55). Максимально е значение обрат­
ного напряже ния на диоде Д 0 равно амплитуде линейного на пр яж е­
ния сети.
Коэффициенты использования тиристора в рассматрив аемой
схеме равны:
kn=
у k{—1,5
(величина ku на 20% ниже, чем для схемы рис. 18,6).
40
(56)

Таблица 1

Продолжение табл. 1

Схемы
X
Шестипульсные рис. 13,а, б и в
со
рис. 16,а
'
упра влением
из стороне пе­
рис. 16, б
0<4<joo
ременного тока
рис. 16,в
рис. 16,г
рис. 18,а
0
Продолжение табл. /
ki
fe0
kФ
3
3
3
7Z
n
2
2,
2,
7C
ki
„kTnкт
~2~
6з
З^З t
7C
ki
n kl*
kx
n
"2"
6
3t
k’s
nкт
CO
4
3
3
"
1/ 4,1^3"
,
kT—kT 7C
T]/~3 ^~2iT^1>33
------ j-------
2
7C
1
n
CO
=5= 1,11
22

Схемы
х
рис. 18, а
со
С питанием т и­
ристоров вы­
прямленным
двухпу льсным
напряжением
рис. 18,(Г
О
оо
О
S
ч
к
ев
S
К
1
Уъ
2+УТ
41^3
2+УТ
4^3
0,75
рис. 18,в
оо
0,75
Продолжение табл. /
А,
Ад
*о
Аф
1;
2
я
оо
1
2+Уз"
_*
т/5ут
1,2
2я
оо
1^3+2 |/ 3~г 2я
^0,6
=5=1,16
1,2
2+VT
2п
оо
VU2 =5=1,1
1,5
1,5
я
со
JL- . /A+i£3
зу3^2*-
=5r 1,33
1,5
я
со
УТТбгь 1,23

Предельно допустимая величйна обратного напряжёния тири­
стора не лим итируется, так ж е к ак и в -случае схемы рис. 18,6.
Коэффициент формы тока , протекающего через тиристор в ре­
жиме максимальной отдачи, равен &ф 1,33 при т = 0 и кф
при
Рассмотренные схемы усилителей с двухпульсным питанием от
трехфазной сети (рис. 18,6 и в) с точки зрения использования ти­
ристора почти не усту пают трехпульсной схеме по рис. 9.
Основные показатели рассмотренных в данной гл аве схем све­
дены в табл. 1.
ГЛАВА ВТОРАЯ
РЕВЕРСИВНЫЕ УСИЛИТЕЛИ С ЕМКОСТНЫМ
ОТКЛЮЧЕНИЕМ
8. Общие замечания
Усилители, обеспечивающие изменение знака выходного на пря­
жения (тока) при изменении з на ка входного сигнала, принято назы­
в ать реверсивными или двух тактными.
Построение реверсивных усилителей на тиристорах встречает
ряд трудностей, одна из ко торых заключ ается в следующем. П о­
скольку тиристор выпол няет роль ключа, то реверсивный усили­
тель, построенный на тиристорах, м ож ет нормально р або тать лишь
в т ак называемом «режиме класса В», т. е. в таком режиме, когда
одновременное открытое состояние обоих плеч (тактов) усилителя
не имеет места К В противном случае в схеме у стана вливаетс я путь
для сквозного короткого замыка ния, что м оже т привести к выходу
из строя тиристора и других элементов силовой цепи усилителя.
Обеспечение работы усилителя в класс е В в стационарных ре­
жим ах не встречает затруднений. Однако в переходных процессах
при реверсе режим класс а В может наруш аться. Если не принять
специальных мер, то указанно е нарушение неминуемо возникает при
работе усилителя на индуктивность, поскольку при этом ранее
открытое плечо после реверса сигнала управл ения останется о ткры­
тым з а счет э. д. с. самоиндукции в течение некоторого интервала
времени, пропорционального постоянной времени нагрузки. В р е­
зул ьтате после реверса сигнала у пра вления в открытом состоянии
будут находиться оба плеча усилителя.
Во всех схемах, рассмотренных в предыдущей главе, при р або­
те в режиме непрерывного тока и отсутствии обратного диода после
1 Исключение составляют лишь однопульсные реверсивные схе­
мы, а та кж е схемы, в которых используются балластные дроссели.
Однопульсные реверсивные усилители, а т ак ж е многопульсные
с баллас тными дросселями м огут рабо та ть в режиме кл ас са А; при
этом одно плечо работа ет и режиме выпрямителя, а второе — ин­
вертора |[Л. 1, 31].
45

отключения сигнала управл ения по крайней мере одйн из тиристо­
ров остается открытым до тех пор, пока ток нагрузки, уменьшаю­
щийся с постоянной времени Гн, не снижается до величины тока
отключения тиристора. При наличии обратного диода з адерж ка
отключения тиристора после снятия сигнал а управления не превы­
шает полупериода частоты питания; однако в реверсивных схемах
возможность использования неуправляемого обратного диода ис­
ключается.
Для того чтобы предотвратить возможность возникновения
режима короткого замыка ния при реверсе, существует ряд спосо­
бов. Один из них заключается в таком построении устройства
управления, при котором подача сигнала, открывающего запертое
плечо, осуществляется лишь после того, как произошло за пирание
всех тиристоров во втором ранее открытом плече. Техническая ре а­
л изация этого способа возможна ка к за счет введения фиксирован­
ной задерж ки в цепи управления, действующей только при реверсе
(время з адерж ки до лж но превышать максимально возможную дли­
тельность открытого состояния тиристора после снятия сигнала
упр авл ения), так и за счет обратной связи по току, протекающе­
му через тиристоры, обеспечивающей соответствующую блокировку
сигнала управл ения. Недостатком такого способа яв ляется ухудше­
ние динамических свойств усилителя, а та кж е усложнение схемы
управления.
Для ограничения то ка при реверсе используются та кж е д оба­
вочные сопротивления (обычно индуктивные), включаемые последо­
вательно в цепь каждого плеча усилителя |[Л. 1, 17, 31].
В данной главе рассматриваютс я реверсивные схемы, в которых
запирание тиристоров во всех реж имах работы обеспечивается з а
счет емкости включенной пар аллельно нагру зке. Величина емкости
выбирается таким образом, чтобы условие запирания тиристоров
выполнялось в течение ка ждого пол|у|периода как в стационарных,
так и в переходных процессах независимо от величины индуктив­
ности нагрузки. В резу льтате з адер ж ка отключения тиристоров
после снятия сигнала управления не прев ыш ает полупериода час­
тоты питания. При этом для предотвращения реж има короткого
замыкания достаточно, чтобы изменение сигнала управл ения при
реверсе осуществлялось с задер ж кой большей или равной полупе-
риоду частоты питания.
При наличии емкости, шунтирующей нагрузку, питание тири­
сторов можно осуществлять выпрямленным (но не сглаженным)
напряжением аналогично тому, как это сделано в схемах, рассм от­
ренных в § 7. Такое построение усилителя по зво ляет по крайней
мере вдвое сократить необходимое количество упра вляемых венти­
лей в силовой цепи, а такж е соответственно упростить схему уст­
ройства управл ения.
Недостатком подобных схем яв ляетс я наличие конденсатора, ве­
личина которого при низких значениях частоты и напр яж ения пи­
тания мож ет быть значительной; кроме того, наличие конде нса тора,
шунтирующего нагрузку после выпрямителя, ухудшает (увеличи­
вает) коэффициент формы тока, потребляемого от источника пита­
ния. Отмеченные недостатки ограничивают обла сть применения р а с­
с матриваемых ниже схем усилителями сравнительно небольшой
мощности.
46

9. Схемы с двухпульсным питанием
от однофазной сети
-На рие. 21 из ображены два в арианта силовой цепи реверсив­
ного усилителя с питанием выпрямленным двухпульсным на пр яж е­
нием от однофазной сети и емкостным отключением [Л. 23].
Вариант на рис. 21,а построен по мостовой схеме и содержит
четыре тиристора Т\—Г4; при этом питание может осуществляться
непосредственно от сети. Вариант на рис. 21,6, построенный по
дифференциальной схеме, со держит только дв а тиристора Гь Г2, но
в отличие от мостовой схе­
мы требует наличия тр анс­
форматора (либо автотранс­
форматор а).
(Как уже
отмечалось,
рассматрив аемые реверсив­
ные схемы могут работать
только в классе В. Д ля
мостовой схемы (рис. 21,а)
положительной .полярности
выходного тока itH соответ­
ствует открытое состояние
управляемых вентилей Г i
и Г3, образующ их «(положи­
тельное плечо» усилителя;
вентили
«отрицательного
плеча» Г2 и Г4 при этом
остаются запертыми в т е ­
чение всего периода ч а сто­
ты питания. При отрица­
тельной пол ярности выход­
ного тока состояние плеч
изм еняется, на
обратное.
В дифференциальной схеме
полож ительна я полярность (выходного тона имеет место, когда открыт
вентиль Г1 (вентиль Г2 за пер т); при этом в положительный полуле-
риод напряже ния питания е цепь тока i u зам ыкается через левую
полуобмотку тра нсформатор а Гр, диод Д ь вентиль Тх и нагрузку;
в отрицательный полупериод — по пути: пр ава я полуобмотка,
диод Д 3, вентиль Гь нагрузка. При отрицательной полярности вы­
ходного тока «работают» вентиль Г2- и диоды Д 2, Д 4.
Нагру зка на рис. 21 представлена в виде активно-индуктивного
сопротивления Д НГ Н и противо-э. д. с. Ен, что соответствует, напр и­
мер, рабо те усилителя на якорь эл ектродвига теля постоянного тока;
в частном случае, при £ ^ = 0 нагруз ка соответствует обмотке воз­
буждения электрической машины или аппарата.
Запира ние тиристоров в рассматриваемых схемах обеспечи­
ва ется за счет емкости С, включенной параллельно нагрузке.
В некоторых случа ях оказыв аетс я целесообразным включение по­
с ледо ва тельно с емкостью добавочного сопротивления R (рис. 21);
увеличение сопротивления R приводит к улучшению (уменьшению)
коэффициентов амплитуды и формы тока, потребляемого от источ­
ника питания и протекающего через вентили.
О
Рис. 21. Реверсивные схемы с двухпульс­
ным питанием.
а — мостовая; б —диффернциальная.
47

Определим связь м ежду пар аметрами схемы, при которой вы­
полняется условие за пирания тиристоров. Как уж е указывалось,
рассматриваемые реверсивные схемы могут р аботать лишь в кл ас­
се В; поэтому можно ограничиться
анализом работы одного плеча. Р а с ­
четная схем а одного плеча |сило(вой
цепи усилителя с указанием обозна­
чений и принятых положительных н а­
правлений переменных из ображена на
рис. 22. Управляемый вентиль пред­
ставлен в виде синхронного ключа К,
замыкающего цепь нагрузки в м о­
мент подачи сигнал а управления и
размыкающего цепь, когда величина
тока /а становится меньшей тока от­
ключения тирис тора /о ткл; пос кольку
обычно /о ткл<1* н, то в дальнейшем
ток отключения будем считать р а в­
ным нулю.
Определим минимальное (кри­
тическое) значение емкости С = С К,
при которой еще обеспечивается запира ние тиристора, п ол ага я в н а ­
чале, что противо-э. д. с. наррузки р ав на -нулю (Ев = 0).
В момент запирания (0 = f) выполняется равенство:
►а(Р)==^с(Р) Н~^н(Р) = /откл^О .
Угол запирания до лж ен удовлетвор ять условию (2^ тс; следо ва-
вател ьно, величина емкости должна быть выбрана таким образом,
чтобы в конце полупериода (0 = ти) емкостный то к был о трица тель­
ным и по абсолютной величине превышал ток нагруз ки
Рис. 22. Расчетная схема.
---
/с(Л)^
*Н (тс)
/отКл;
(57)
Закон изменения токо в
л яется уравнениями:
соL
din
~Ж
ic и iu при открытом вентиле о преде -
“f" >hRh= Ещ sin 0;
(58)
icR +
«У'*
dB=Emsin(
(59)
Наибольш ая величина гн (я) имеет место в режиме макс имал ь­
ной отдачи ( а = 0), поэтому достаточно обеспечить выполнение (57)
при а= 0 . Решая (58), (59) при граничных условиях /н(0)=/н(я),
ic(0) —ic(я), получаем:
*в («;
1С(«)
Rh
R
(1+'■)«■(£)’
(60)
(61)
48

где
х
coLH
~
Rn9
Zc = со/?С.
Ток i n (л) согласно (60) монотонно увелич ив ается с ростом по­
стоянной времени нагрузки от нуля при т = 0 до /нМ = /н.макс =
==~ ' 7 Г ^ при т -> оо; уже при т = 2тс (постоянная времени равна
*АН
периоду частоты питания) величина i n (я) ^ / н. Макс с погрешнос тью,
не превышающей 2%. То к ic (n) согласно (61) всегда отрицателен и
монотонно уменьшается по абсолютной величине с ростом R от
11С(я) [макс == <*СЕт При R = 0 до нуля при R
оо.
Условие (57) при уч ете (60) и (61) принимает вид:
Mi+*)«{-£)
ТО-Ьт|)th
R
(62)
Равенство (62) опреде ляет критическую величину емко сти С к
в функции остальных параметров схемы. На рис. 23,а в со отве тствии
с (62) построено семейство кривых
а= со^нСк= -у
(63)
в функции относительной постоянной времени нагрузки х и от но­
шения сопротивлений р; приведенные кривые позволяют найти вел и­
чину С к при известных значениях со, RH, Ln и R.
С ростом х необходимая величина емко сти монотонно в озр а­
с тает; однако , когда р < 1 , параметр о имеет конечный преде л при
неограниченном увеличении х. Величина о при х оо согласно (62)
и (63) опр еде ляе тся равенством:
о= <оЯнС„= (1+
+
(64)
Соответствующ ая зависимость о в функции р приведена на
рис. 23,б\ при р -* 1 величина о неограниченно возра стает. Таким
образом, при р < 1 необходимая дл я запирания величина емкости
им еет конечную величину при с кол ь угодно большой постоянной
времени (индуктивности) нагрузки.
Когда р < 0,5 кривая на рис. 23,б может быть использована д л я
определения С к уже при х > 2; погрешность в этом случае [по срав­
нению с точной формулой (62)] не превышает 5%; при х< ^2 вели­
чина С к о преде ляе тся по кривым на рис. 23,я . В частном случае
4—1397
49

при Я = /?п ( р = 1) равенство (62) становится эквивалентным условию
та к называемого «безразличного резонанса» [Л. 12]:
тс==т или Си
(65)
С целью уменьшения необходимой величины емкости величину
сопротивления R ж ел ател ьно иметь по возможности меньшей. Ми­
нимально допустимо е значение R опр едел яе тся максимально д о пу­
стимой величиной пика то ка , прот ека ющего ч ерез тиристор. Если
допустимое пиковое значение тока значительно (в 3 — 10 раз) превы-
Рис. 23. Кривые для определения критической емкости.
шает среднюю величину тока нагрузки, величина р может быть вы­
брана достаточно малой (р == R/RH 0,1 — 0,3). В ряде случаев до­
статочная степень ограничения пикового тока обеспечивается за счет
выходного сопротивления источника питания; при этом схвхма может
удовлетворительно работать и при отсу тс твии добавочного сопро­
тивления (р = 0).
Когда р достаточно мало, усл ов ие (62) принимает вид:
а = (oRuC
/ г_гё
’
(66)
U+*2)th(^J
еслиприэтомz>2 3,то
2
1

Приведенные выше соотношения Для определения критической
емкости получены в предположении, что противо-э. д. с нагрузки
равна нулю. Пр и наличии положительной противо-э. д. с. величи­
на тока нагрузки при прочих равных условиях уменьшается. По­
это му если величина емкости установ лена для случая пассивной
нагрузки ( £ н= 0 ) , то условия з апирания тиристора будут заведомо
выполняться и при любом пол ож ительном значении противо-э. д. с.
Иначе -говоря, если величина емкости удовлетворяет условию з а пи­
рания тиристора при работе усилителя на якорь заторможенного
двигателя, т. е. в режиме пуска ( # н, L H— сопротивление и индук­
тивность яко ря, / н.м ак с — пусковой ток д виг ате л я), то это условие
будет заведомо выполняться и дл я вращающейся машины, работа ю­
щей в двигательном режиме.
Когда двига тель работает в генераторном или тормозном режи­
мах, э. д. с. Ен на рис. 22 будет отрицательной (£н < 0 , «согласная»
э. д. с .) . При этом величина тока нагрузки в конце полупериода
в ре жиме м аксимальной отдачи ( а = 0 ) определяется уравнением
где
•/чЕ”
,п(п) = ж;
(1+х2)th
Ей
(69)
(70)
—
относительная величина э. д. с. нагруз ки.
В резул ьтате условие запирания (57) принимает вид:
(1-и*
р
•и
(l+ x 2)th (-£ -)
е
(71)
При доста точно малых значениях сопротивления R (р 1) получаем:
С„=
1
(oRH
Еслит>2^3,то
С
(!+'*)th(i t )
е
(72)
(73)
Таким образом, наличие емкости по зво ляет обеспечить з а пир а­
ние тиристора, т. е. сохранить упр авляемос ть усилителя и в слу­
чае согласной э. д. с. нагрузки.
Рассм отрим теперь х ара ктер изменения переменных в стацио­
нарном режиме работы для общего случ ая нагрузки на актив но­
индуктивное сопротивление и противо-э. д. с. при некотором проме­
* Уравнение (69) справедливо только для е > 0 , т. е . для случая
согласной э. д. с.
4*
51

жуточном значении угла открытия; собтветстйующйе временные
диаграммы приведены на рис. 24.
В момент 0 = а сигнал упр авления /у открыв ает вентиль и через
него про те кает импульс тока ^а.макс —
~^'с.макс + * ‘н(а), величина
ко тор ого ограничивается сопротивлением R и (или) выходным сопро-
тивлением источника питания.
а)
0
Рис. 24. Временные диаграммы для схемы рис. 22.
В интервале проводимости а < 0 < Р тиристор открыт ( и а = 0)
и, сле до в ател ьно, имеют м есто уравнения:
coLH^ + iH/?H= Em sin 0—Еп,
(74)
duc
■Emsin 0 —(ORC^g- == Ern sin 0;
(75)
duc
lc—WC ^ (OCEmCOS0.
(76)
В дальнейш ем будем пола гать, что сопротивление R достаточно
мало (р < 1); в этом случ ае справедливы приближенные равенства
(75), (76).
52

Решение (74) при начальном условии б= а, /н= /н(а) дает ёлё»
дующий закон изменения тока нагрузки в интервале проводимости
ЕтГ s*n®—zcos®
<-н(0)==я 7 [
Г+Х5
•]
+
+
а—хcosа
1+ х2
(77)
Запирание тиристора проис ходит в момент времени 0 = р, когда
емкостный ток по абсолютной величине становится равным току на­
гр у зки; в р езу льт ате согласно (76) получаем:
/н(р)= —ic(р)^ —соСЕтcosр.
(78)
Напряж ение на нагрузке к моменту запирания равно:
aH(p)= £msiiip^tfc (Р).
(79)
В интервале р <10 < « + а вентиль закрыт (/а = 0); при этом
ток нагрузки замыкается через емкость (гн = — ic) и определяется
уравнением
i*Rn -f- <oLH
соС ^
“ —Ей.
(80)
Для напряжения на нагрузке, равного при R = 0 напряжению
на емкости (ик — ис) получаем:
d2uc ,
diif. .
(02LhC ^Q2 wRuC _^0 Uc == Еп.
(81)
Решение (80), (81) при начальных условиях (78), (79) дает закон
изменения то ка и напряже ния на нагру зке при закрытом вентиле:
ап= ис= Еп+ Ае 2хsin(£о0+ х);
(82)
где
in= (oCAe 2х £-7^ sin(&о0-f х)—£0cos(&09+ x j,
<83)
Р
tg(*оР+х)=
(sin р—е) е‘
sin (£0Р + х)
k0
2*
1
COS
2х sinВ—е
(84)
(85)
53

Решение (80), (t8l) имеет колебательный характер (82), (83)
в том случае, когда собственная частота .контура (85) является
действительным числом. Покажем, что данное условие всегда в ы­
полняется, если величина емкости удовлетвор яет условию з а пир а­
ния тиристора. Подста вл яя в (85) значение критической емкости из
(66), получаем:
k'-2
- kYJ-' -kV
«*>
т. е. собственная частота контура опреде ляется только постоянной
времени нагрузки. Поскольку при любом значении т > 0 справедливо
неравенство
4(i+*2)th
то величина со0 всегда явл яе тся
действительным числом. З ав ис и­
мость k0 в функции т (построена
на рис. 25.
Полученные уравнения опре­
деляют закон изменения перемен­
ных при открытом и закрытом т и­
ристоре и справ едливы как для
Рис. 25. Зависимость kQв функции т.
переходных, т а к и д л я стацио­
нарного реж имов работы схемы.
При расчете переходного пр о­
цесса, вызванного изменением угла отпирания а, необходимо зн ать
начальное значение тока /н( а); при этом из (уравнений (77) и (78)
можно найти величины угла запирания (3 и тока iH(P); Далее из
уравнения (83) определяется значение тока tH( a + J t) и т. д.
В стационарном режиме работы по определению
Ма) ='/н(я+(а).
(87)
При этом угол отпирания однозначно опр едел яет величину угла
за пира ния. З ав исимость |3= |3(а) вытекает из совместного решения
уравнений (77), (83) и (87) и может быть представлена в виде:
11
[sinР—XCOSР—(1+ т2)е]0Х—4
[JL
<х+р—«
e'+ihe2Тх
—
[sin а—т cosa
—
(1+т2)г]У + —~й~7~е 2* (sin 8—е) sinktf
RqX
__
х (sin kffl — 2k^x cos ^oY)]
= — оcosp,
(88)
где, кроме ранее принятых обозначений,
(Р—а)=л;—
54

Поскольку k0 зависит только от т (86), то уравнение (88)
опр едел яет угол за пирания как функцию |3= Р(а , т, е).
Соотношение (88) справедливо до тех пор, пока интервал про­
водимости
а > 0 . Критическое значение угла отпир ания а = а к,
при котором интервал проводимости становится равным нулю,
определяется из \88), если принять a = P =iaK, в результате пол)*
чаем:
(sina„—е)sink0n
k (^е2т—cosk0n^ -f-0,5sinkQn
-о cos
aK.
(89)
При дальнейшем увеличении угла отпирания P = a, ^ = 0 и
Y= я.
Сигнал управления вызывает открывание тиристора лишь при
условии, что е(а)='Ет sin a >Е Н.
Когда угол отпирания достигае т значения
«макс = arc sin 1=-== arcsine,
(90)
л-*т
указанное условие перестает выполняться, тиристор остается з апер­
тым и, следовательно, ток нагру зки становится равным нулю — на ­
ступает режим холостого х ода усилителя. Можно показать, что
всегда а Ма к с > а к. Величина а макс определ яет верхний предел р а­
бочего диапаз она угла отпирания (диапазона управ ления).
Нижний предел диапазона упрвления а Мин определ яется из
условия
е(«мин) = Em sin амжн= ис(«мин),
(91)
г де ис ( а мии) — значение напряжения на емкости, изм еняющего ся
в соответствии с (82) при 0 = а мин. Величина амип является функ­
цией т и е и опр едел яе тся путем с овм естного решения уравнений (82)
и (91).
Если а < а Ммн, напряже ние на емкости в момент поступления
сигнала управл ения превышает напряж ение питания и, с л едов а­
тельно, тиристор ос таетс я запертым до момента времени 0 = а Мин,
когда выполняется равенство (91) (см. рис. 24,в). Таким образом,
уменьшение угла отпирания ниже значения а Мин у ж е не приводит
к увеличению тока (напряж е ния) нагрузки, т. е. при а = а мин на­
ступает режим максимальной отдачи усилителя. В р езул ьтате р або­
чий диапазон изменения угла отпирания леж ит в пределах а Ми н<
< а < а Макс, где а Макс соответст вует р еж иму холостого хода уси­
лителя (/н= 0), а а Мин — режиму максимальной отдачи (/н=
~ '/н.м акс), причем а Макс явл яетс я только функцией е, а а Мин —
ТИ8.
Если нагрузка пр едста вляет собой обмотку возбуждения, то
в большинстве случаев выполняется условие т ^ > л ; при повышен­
ной частоте питания указанно е условие часто о ка зы вается спра вед­
ливым и при нагруз ке усилителя на якорь двигателя. В этих слу­
ч аях переменной составляющ ей тока /н можно пренебречь и пола­
гать, что мгновенное значение то ка нагрузки в течение всего перио­
да равно его среднему значению: in= I н; соответствующие времен­
ные диаграммы приведены на рис. 26.
55

В интервале проводимо сти а 0 <[ р вентиль открыт и~напря-
жение на емкости изменяется по линейному закону:
о
1I
/н
ис= ис(Р)-}- \icdft—EmsinР—\оС^ —?)•
Р
Рис. 26. Временнйе диаграммы для схемы рис. 22 при
X= 00.
(92)
В рассматриваемом с лучае (т > л) уравнения (88) и (89), опре­
деляющие зависимость р = р (а) и величину а к , упрощаются и при­
нимают вид:
cosа—cosР+уsinр—яе
^
«.
---------------- г
--- --- l---- --- - =
— тсаcos р,
Y2
(88а)
Sin <*„
(89а)
56

Для минимального значения угла отпирания справедливо соот­
ношение
sin осмин—sin0—(те+ амин—0)cos0=0 ,
(93a)
которое с учетом (88а) позволяет найти величину а Мин.
Полученные уравнения (88) — (91) определяют зависимость
Р = Р ( а) , а такж е граничные зна чения угла отпирания «макс и
(Хмин для стационарного реж има работы в функции безразмерных
пар аметров нагрузки т и е. Соответствующие кривые построены на
рис. 27.
Зная зависимость р = Р ( а) , можно найти закон изменения лю­
бой переменной в схеме в функции угла отпирания. Определим
в первую очередь характеристику вход — выход — зависимость сред­
него значения тока (на пр яж ения) нагрузки в функции а.
В интервале а < 0 < 0 мгновенное значение тока нагрузки изме­
няется согласпо (77), а в интервале 0 < 0
+ а — согласно (83).
При этом после интегрирования получаем:
и+а
/н=
j" г'н(0)М= ^r- <jcosО—cosР—е(Р—а)4-
а
+от
sin0—е Гsin(&0Р+ *)
sin (60р+ у.) I 2т
-Ь
&ОCOS(&о0 + х) —
"«г- / sin [kQ(7С+ а) -(- х] ,
,М)
^ ----------- 2 ^---------- - + *« cos [£„(* + “) + *] ) Ij- (94)
Среднее значение напряжения на нагрузке независимо от вели­
чины LH и С равно:
U*= Ен+ /нЯн.
(95)
При т > т г уравнение (94) упрощ ается и принимает вид:
Етcosa—cosp+ysinp—яе
/н=
nRu
Y2
1 +2тс«
(94а)
Поскольку в стационарном режим е р = Р ( а) , то уравнения
(94), (95) однозначно определяют зависимости / н= / н ( а ) и £/н—
= £/н( а) . Соответствующие кривые в относительных единицах по­
строены на рис. 27.
Определим теперь зависимость амплитуды прямого Unр.макс
и обратного Uобр.макс напряж ений на закрытом тиристоре в ст а­
ционарном режиме работы от угла отпирания. Можно пока за ть, что
указанные величины принимают максимальные значения при
г —►оо; поэтому ограничимся рассмотрением только этого случая
(*>«)•
Как следует из временных диаграмм, приведенных на рис. 26,
максимум прямого напряжения на тиристоре имеет место непосред­
ственно перед его открыванием, т. е. при 0 = а —0 и определяется
равенством
^п р.м акс ==,А^/с==^с((Х“1“0) —Uc(ct—0) —Em Sin (X—Ue(ct—0),
57

58

59

где AUC— «скачок» напряж ения на емкости после открытия тири
стора *. Величина ис(а—0) = и с( а + л —0) согласно (92) равна:
ис(«—0)=Етsinf— («+ «—Р).
В резу льт ате , учитывая ранее принятые обозначе ния, пол учаем :
^пр.макс = Шс= Ет^sin а —sin
Поскольку р=Р(а) и / н=/н(а), то уравнение (96) при задан­
ных пар ам етр ах схемы однозначно о предел яет зависимость AUc=
:+
Y■*НДН
°Ет ■
(96)
Рис. 28. Зависимость AUc и ^обр.макс в Функции угла отпирания.
= А£/С(а) ; соответствующее семейство кривых построено на рис. 28,а.
Как следует из рис. 28,а, наибольш ая величина прямого на пр яж е­
ния на тиристоре имеет место при пассивной на грузке ( е = 0 ) и
примерно в 1,5 раза прев ышает амплитуду напряж ения питания.
В мостовой реверсивной схеме (рис. 21,а) величина Uп р .м а к с ,
опр еделяем ая (96), прикл адывается к двум последовате льно вклю­
ченным тиристорам «работающего» (при данной полярности вход­
ного сигнала) плеча, например к тиристорам Т\ и Т$. Если тири­
сторы шунтируются выравнивающими сопротивлениями, то к к а ж ­
дому из тиристоров рабо тающего плеча будет приложено прямое на­
пряжение, равное 0,5 f/пр.макс*
Максимальная величина прямого напряж ения, приложенного
к двум последовательно включенным тиристорам «неработающего»
плеча мостовой схемы (например, к тиристорам Ту и Г4), равна
^пр.макс ~ Em-\-Е^.
* З ар яд емкости после открывания тиристора происходит с ко­
нечной скоростью, определяемой постоянной времени RC; однако ,
поскольку принято, что Tc = o>RC <^1, то время заряда мало ПО
сравнению с полупериодом частоты питания,
ео

Поскольку обычно величина противо-э. д. с. не пре выш ает
амплитуды напряже ния питания (Ея ^ Е т), то ^/'пр.макс ^ 2 £ т .
Значение £/пр.Макс для работающего плеча та кж е не превышает
2Ет (см. рис. 28,а).
Таким образом, при наличии выравнивающих сопротивлений
наибольшая величина прямого напряжения, приложенного к одно­
му тиристору в мостовой реверсивной схеме в стационарном режи­
ме работы, не превышает Е т.
В дифференциальной реверсивной схеме (рис. 21,6) максимум
прямого напряж ения на тиристоре рабо тающего плеча (например,
на тиристоре Т\) равен Unр.макс (96), т. е. не превышает 2Ет , а на
тиристоре неработающего плеча (например, Т2) достигает 2Ет
(когда интервал проводимости тиристора Тх включает в себя 8 =
=90 °, ампл итуда прямого на пряж ения на тиристоре Г2 равна 2Ет )•
Таким образов , наибо льш ая величина прямого напряже ния, прило­
женного к одному тиристору в дифференциальной реверсивной схе­
ме в стационарном режиме работы, равна 2Ет.
Максимум обратного напряжения на тиристоре имеет место,
когда е = 0 (0 = я) и определяется равенством (см. рис. 26):
^обр.макс = — ис (п). Величина ис(п) определяется из (92); в ре­
зультате получаем:
1/овр.м
.н е=-£»[в1пР-^(«-р)].
(97)
Соответствующее семейство кривых построено на рис. 28,6. При
пассивной нагрузке (Еп= 0). наибо льш ая величина Uобрмакс не
превыш ает 0,5 Е т ; когда е - * 1, наибол ьш ая величина обратного
на пряж ения достигает Е т.
Как у ж е отмечалось, тиристор в рассматрив аемых схемах « за ­
щищен» от воздействия обратного напряж ения диодам и в ыпрямите­
ля литания.
Рассмотрим величину тока, протекающего через тиристор. Сред­
нее значение этого тока ( / а) в стационарном режиме работы всег­
да ра вно то ку нагрузки, т. е. коэффициент использования тиристо­
ра по току в ра ссм атриваем ых схемах равен ki —\.
Наибольшая величина тока нагрузки в стационарном режиме
работы имеет место при £ н= 0 и а = 0. Полагая, что
и ве­
личина емкости выбрана в соответствии с (67), получаем следующий
закон изменения тока / а *
U=*’н+ ic= /н+ СоСЕтcos0=/н(1+ cos0).
Действующее значение этого тока равно / а.действ = V’l ,5 /H.
т. е . в указанных условиях коэффициент формы тока , протекающе го
ч ер ез тиристор, равен k$ = 1^1 ,5 ^ 1,22. В «обычных» схемах,
когда тиристор используется тол ько в течение одного полупериода
и при прочих равных условиях, k$ = | / 2 . Таким образом, в режиме
максимальной отдачи наличие емкости не ухудшает использования
тиристора по току по сравнению с обычными схемами, где тиристор
работа ет э к а ч е с д а рднополупериодного выпрям ите.^,
61

По мере увеличения угла открытия а среднее значение тока,
протекающего через тиристор, уменьшается, а коэффициент формы
этого тока увелич ивается. Увеличение коэффициента формы, св я­
занное с импульсом емкостного тока, протекающего через тиристор
в момент его открытия, м ожет быть насто лько существенным, что
максимум мощности, рассеиваемой тиристором, согласно (10) может
иметь место не в режиме максимальной отдачи ( а = 0 ) , а при неко­
тором (промежуточном значении угла отпирания а > 0 . В качестве
примера на рис. 29 приведены экспериментальные зависимости тем-
Рис. 29. Зависимости температуры перегрева тиристоров в функции
угла отпирания а, снятые в схеме рис. 21 для трех экземпляров
приборов, вольт-амперные характеристики которых приведены на
рис. 29,6 (сплошные кривые 1, 2, 3); пунктирные прямые соответст­
вуют температуре перегрева при постоянном токе через тиристор,
равном 2 а (номинальное значение прямого тока для испытуемых
приборов); кривая 4 —зависимость действующего значения тока /а
в функции а; 5— то же для среднего значения тока.
пературы перегрева тиристора в функции а; максимум рассеиваемой
мощности имеет место при а « 4 5° —55° и прев ыш ает мощность
потерь в режиме максимальной отдачи на 10—30%.
Следует отметить, что в ряде случаев рассматриваемые схемы
используются в кач естве реверсивных реле (в частности, и с не­
прерывным управлением за счет широтно-импульсной модуляции
на частоте, меньшей частоты пита ния); при этом работа
схемы с промежуточными значениями угла открытия не имеет
места.
В заключение приведем осциллограммы переходных процессов
при реверсе дл я случа я пассивной активно-индуктивной нагрузки
(рис. 30,а) и нагрузки на якорь двигател я постоянного тока
(рис. 30,6). Изменение полярности сигнала упр ав ления осуществ­
ляе тс я с за держ кой на полупериод частоты питания; з ад ер ж ка
запирания тиристора ранее включенного плеча та кж е не превы­
шает полупериода частоты питания. Длительность переходного про­
цесса в первом случ ае (рис. 30,а) обусловлена в основном посто­
янной времени нагрузки, а во втором случае (рдо. 30,6) — электро*
механической достоянной времени двигател я,

Рис. 30. Осциллограммы переходных процессов в схеме рис. 21,6.
а—8=0; Т=4, а=0; б—8=0,6, Т=4, а=0.
10. Схема с двухпульсным питанием от трехфазной сети
без нулевого провода
Силовая цепь рассматриваем ого реверсивного усилителя изо­
бражена на рис. 31 ![Л. 25]. К аж до е плечо построено аналогично,
схеме на рис. 18,6. Однако в данном случае возможность исполь­
зо вания обратного диода (с целью обеспечить условие за пирания
тиристора при активно-индуктив­
ной нагрузке) исключается. Т а к ж е
как и в схемах, рассмотренных
в предыдущем пара графе, за п ир а­
ние тиристора при любой величи­
не постоянной времени нагрузки
можно обеспечить з а счет емко­
сти С, показанной на рис. 31 пун к­
тиром.
Однако необходимость
включения емкости возникает не
при любом значении т. Если вели­
чина постоянной времени нагрузки
не превышает некоторого критиче­
ского зна чения т к, то ток нагрузки
в рассматриваемой схеме приС=0
имеет прерывистый характер и,
сле дов ательно, условие за пира ния тиристора (выполняется и при
отсутствии емкости. Если т > т к, то ток нагрузки становится непре­
рывным и, следовательно, возникает необходимость включения
емкости. Ниж е показано, что критическое значение относительной
величины постоянной времени нагрузки при ^ = 0 равно т к ^2 ,75.
63
Рис. 31. Реверсивная схема с двух­
пульсным питанием- от трехфазной
сети без нулевого провода.

Таким образом, возможны дв а лварианта использовайия схемы
на рис. 31: вариант I, когда т<Чк, С = 0, и вариант 2, когда
т ^ т ; к, С ^ С К. Рассмотрим вначале первый вариант.
а) Работа схемы при т<тк,
О
(режим прерывистого т ока)
Эквивалентная схема одного плеча силовой цепи усилителя,
нагруже нного на активно-индуктивное сопротивление RH, Ем и про-
тиво-э. д. с. Ен, приведена на рис. 32,а.
Коммутация ^неуправляемых вентилей
и Д 2 происходит при
изменении зна ка линейного напряж ения еаЪ, ко тор ое в дальнейшем
Рис. 32. Эквивалентная схема (а) и временные диаграммы изменения пере­
менных (б).
принято равным еаъ= Ел тsin0; при этом еас= Елтsin(0—60)
и еЬс= Елmsin(0—120).
Хар актер изменения переменных в схеме изображен на рис. 32,о .
В интервале проводимости ( «< 0< Р) изменение тока нагрузки
определяетс я уравнением
(oLh^ +lHRa=е—Ея,
(98)
где
/ £л жsin(0- 60),
0°< 0< 180е,
е ~ \ £amsin(e—120), 180° < 0 <360°.
'
’
Рассмотрим вначале режим м аксимальной отдачи при £ н= 0.
Если условие запирания тиристора выполняется в указанном режи­
ме работы, то оно будет заведом о выполняться при любых зн а­
чениях угла отпирания и э. д. с. нагрузки £ н> 0 .
Режим максимальной отдачи при Е н —0 имеет место, когда
угол отпирания равен а = 6 0° . В ре зул ьтате решения (98) при £ н=
= 0 и граничных ус ловиях гн(60°) =/н(Р) =0 получаем следующие
64

уравнения, определяющие зав исимос ть интер вала проводимости
—а = р —60° в функции относительной постоянной времени н а­
грузки:
/
*L\ -А
sin(А. — 60—?)+ sin(f(1+ еЗхJе т=0,
240° < Я< 300°; (100а)
*
2тс
5те v
sin(К—у)+ sin<р(1+ eSx + еЗх)
=0,
300°<Х<360°,
(1006)
где по-прежнему <p= a rc tg t.
При чисто активной нагрузке ( т = 0 ) Я=240°. С ростом т интер­
вал проводимости увеличиваемся. Ко гда интервал проводимости
стновится равным Я=360°, наступа ет режим непрерывного тока и
5— 1397
Рис. 33. Характеристики для схем рис. 31 при т< тк.
65

Среднее значение выходного на пряже ния (тока) в режиме м а­
ксимальной отдачи при £ н=*=О равно:
Uн
:/н.максун —
Епт
2п
Р=х+б0
160
еав=
2^“ [2+ cos (X—240)], 240° < X< 300°,
,
(ЮН
т^Чз—cos(X—360)], 300°< *< 360°.
При t = 0 интервал проводимости Х= 240° и V a.макс = —2яГ”’
при X= Хк X= 360° И f/н.макс
Ялт. ПОСКОЛЬКУ Х=Х(х), ТО
уравнение ( 101) опр едел яе т зависимость* ^/н.макс в функции х;
соответс тв ующ ая кривая (в относительных единицах) построена на
рис. 3 3 ,а (кривая 2).
Решение (98) в общем случае а>60°, Ен> 0 позволяет найти
зависимость угла за пирания Р в функции у гла отпирания а и без­
размерных парам етро в схемы: относительной противо-э. д . с. на ­
грузки е = £ н/£ л т и относительной постоянной времени т.
Иском ая зависимость Р = Р ( а , е, т ) опр еделяется уравнениями:
cos9sin(р—120—9)—е+ {cos9sin90х —
-
р-
— [cosуsin(а—60—9)—&]ехj е х = 0,
амин^ а <С180°,
Р <С 360°;
1C
1C
cosуsin(Р—60—у)—е+ (cos<рsin<р{е2х+ ех)—
-
L
— [cos9sin(а—60—у)—е]ех/ е х = 0,
«мин< а< 180°,
360°< f<420°;
(102)
cos 9 sin (P—120—9) — е
—
[cos9sin(а—120—9)—e]e x = 0,
180° < « < «макс P<360°;
2ic
cos9sin(P—60—9)—e+ {cos9sin90x —
«_
__
—
[cos9sin(a—120—9)—e]ex}e x =0,
180°
«макс, 360 P^ 420 ,
66

где
«мин = arcsin в + 60°,
arcsin е < 90°;
амакс = arcsin е+ 120°, arcsine <90°
( 102а)
- - граничные значения угла отпирания.
В соответствии с приведенными уравнениями на рис. 33,6 по­
строены кривые р=Р(а) для различных значенийтк и е. Пунк­
тиром отмечены границы области упр авляем ости тиристоров.
Зависим ость р = |3(а) определ яет закон изменения всех пере­
менных в схеме и, ,в частности, характеристику вход — выход усили­
теля /н = /н (а). В результате интегрирования (98) в пределах ин­
те рвал а проводимости получаем:
1+ cos(а—60)—cos(Р—120)—еХ,
амин^ а <С180°,
Р <С 360°;
2+ cos(а—60)—cos((1—60)—еХ,
амин< а< 180°,
180°<?<420°;
cos(а—120)—cos(0—120)—еХ,
180° <Са <С а макс, Р 360°j
1+ cos(а—120)—cos(В—60)—еХ,
180°< а< амакс, 180°<Р <420°.
Поскольку р = Р ( а) , то уравнение (103) опр еделяет зависимость
/ н = / н( а ); соответствующие кривые построены на рис. 33,в. (Рас­
смотрим теперь условия работы тиристора. Среднее значение тока
/ а всегда равно току нагрузки, т. е. коэффициент использования
тиристора по току равен Л* = 1. Коэффициент формы тока, проте­
кающего через тиристор в ре жиме максимальной отдачи при т = 0
и е=0, равен
—
fl,133; с увеличением т коэффициент формы сни­
ж аетс я.
Наибольш ая величина прямого напр яж ения на тиристоре «р а­
ботающего» плеча не превышает амплитуды линейного на пр яж е­
ния сети £/Пр .м а к с = £ л т —Еа; для тиристора «неработающего» (з а­
пертого) плеча £/Пр.макс —Елт~\~Ец>
Поскольку последовательно с управляемым вентилем включен
диод (Д{ или Д 2), то величина преде льно допустимого обратного
напр яж ения тиристора не лимитиру ется (диоды выбираются на пре­
дельное обратное напряж ение, р авное Епт+Еи)-
В заключение отметим, что поскольку в рассматриваем ом ре­
жим е работы усилителя ток нагрузки имеет прерывистый х арактер,
то длительность переходного процесса при «скачке» угла отпир а­
ния не прев ыш ает периода частоты питания.
б)Работасхемыприт^ткиС^СК
(режим непрерывного то ка)
Эквивалентная схема одного плеча силовой цепи усилителя,
нагруженного на активно-индуктивное сопротивление Д н, L H и про-
тиво-э. д. с. Е н при наличии шунтирующей емкости С, с указанием
5*
67
2гс/н# н
Елт
{

обозначений .и принятых положительных направлений переменных
приведена на рис. 34,а.
Определим минимальное (критиче ское) значение емкости С к>
обеспечивающее условие запирания тиристора в режиме максималь­
ной отдачи при Е и = 0. Если С = СК, то запирание тиристора в
указанном режиме работы будет происх одить в момент времени
0 = р, ко гда емкостный то к ic дос тига ет наибольшего по абсолют­
ной величине отрицательного зна чения. Отрицательный максимум
ем костного тока имеет место, когда линейное напряжение еъс =
= Елт si n ( 0 — 120°) проходит через нуль с отрицательной произ­
водной, т. е . в момент времени 0 = р = ЗОО°, и равен по абсолют-
Рис. 34. Эквивалентная схема (а) и кривая для определения критической
емкости (б).
ной величине / с.м акс"= соС£лт- Ток нагрузки в момент запирания
тиристора определяется равенством /н(Р) ==1с макс — /отк л ^ / с макс»
поскольку то к з акрыва ния тиристора, как правило, ничтожно мал
по сравнению с величиной тока нагрузки. Следова тельно, величина
критической емкости в. рассматрив аемых условиях опреде ляется,
исходя из соотношения:
Г
м» -М300°)
к СО^лт
&Ел.т
(104)
где / н (300°) — значение то ка на гру зк и в момент времени 0 = 300°
в режиме максимальной отдач и при £ н = 0.
Анализ работы схемы показыв ает, что за ко н изменения то ка
нагрузки in (0) в режиме максимальной отдачи jipn £ н= 0 и С = С К
сравнительно мало отличается от аналогичной з а в и с им о с т и/н (9),
имеющей место при С = 0 для всего диапазона изменения по сто­
янной времени нагру зк и т;к<С %<С °°* Сл едова тельно, при о преде лении
величины / н (300°) в формуле (104) можно исходить из з акона из­
менения тока нагрузки в рассматриваемой схеме при отсутствии
емкости. При этом погрешность определения критической емкости
не прев ыш ает 1—2% .
68

В режиме максимальной отдачи ( а = 0) при С=О, £ н= 0 и
т ^ Г к управл яемый вентиль в схеме на рис. 34,а остается открытым
в течение всего периода частоты питания, ток нагрузки имеет не­
прерывный хар актер и определяется уравнением
°>£н dft
—
|
Елт sin (0 — 60),
Ezim sin (0 — 120),
0е < 0< 180°,
180°< 0< 360°.
(105)
Решение (105) при граничных условиях гн (0) = / н (360°) дает
следующий закон изменения то ка нагру зки в интервале 18О°<0<36О°:
*н(0)—
Елт COS <Р
sin(0— 120—if)+ sin <Р
21C‘
• (106)
1—е
где y = a r c tg x . Из (104) и (106) вытекает искомая зависимость
критической ем ко сти запирания в функции z
,
/
-£
\
Рк= <о#нСк= {+- 2l1+ -------1, т„<т;<оо.
(107)
Соответствующ ая кривая построена на рис. 34Д; при z = %к в к =
= 0,536; при z= ооак= — ^ 0,32. Следовательно, при z= оо для
рассматриваемой схемы тр ебуется в 2 раза м еньшая величина 1ем­
кости по сравнению со схемой с двух пул ьсным питанием от од но­
фазной сети (см. рис. 2 1 ).
Рассмотрим характер изменения переменных дл я стационарного
режима работы схемы при т > тс. Соответствующие расчетные вре-
меннйе диаграммы для с луч ая пассивной нагрузки (Еа = 0) и при
наличии противо-э. д. с. (£ н> 0 ) построены на рис. 35.
В интервале проводимости а 0 (1 управляемый вентиль о т­
крыт; при этом
duc
i&=**ic+In, «а==0; ис= ин = е\ /с= с о С (108)
где е — по-прежнему опр едел яе тся согласно (99).
Запирание тиристора происходит в момент времени 0 = 0, ко гда
отрицательный емкостный ток становится равным по абсолютной
величине т о ку нагрузки; в ре зул ьт ат е согласно (108) и (98) полу­
чаем:
009)
Если величина емкости выбрана в соответствии с (107), т. е.
С ^ С к , то при а > 0 ° угол запирания будет всегда меньше 300°.
69

В интервале р < 0 < 2п + а тиристор заперт; при этом
i&=0;Ыь—е —ис, ic=—/н'
и напряж ение на емкости (на на груз ке) уменьшается по линейному
закону:
«н= «с=«c(P)—
|мв—е(Р)— ~-^с— •
(и °)
р
На рис. 35,<7 показано, что при достаточно больших значениях
е запирание тиристора происходит та кж е в точ ке р', близкой к 180°,
после чего напряж ение на емкости с нижа етс я по линейному закону
Рис. 35. Временные диаграммы для схемы рис. 34 при /Гн=
-0(а) иЕн>0(б).
до момента времени 0 — а ', когда напр яжение на тиристоре вновь
становится полож ительным и последний откр ываетс я; величина а'
т акж е близк а к 180°. Наличие дополнительного интервала непрово­
димости (р'< 0< а') при С ^С к в очень малой степени изменяет
форму напряж ения на нагруз ке. Поэт ому в дал ьнейш ем при опре-
70

делении характер истики вход—выход будем пола гать, что в интер­
вале
по-прежнему справедливо равенство Un = uc ^ e ;
как пока зы вае т «точный» расчет, погрешность, связанная с у ка з а н­
ным допущением, не превышает долей процента.
Для средних значений переменных в стационарном режиме р а­
боты всегда выполняется равенство:
2тс+ а
^н = 27с~ j* Ucd§= Ен“Ь IhRh.
(Ill)
а
Интегрируя (108), (ПО) с учетом (99) и (111), полу чаем с л е­
дующ ее выражение д л я хара ктеристики вх од—вых од усилителя:
где
г
Елт М—cos(Р—120)+ Ysin(Р—120)—2ле
/и= = 2nR„
*
П12)
14- ——
1^ 4ла
М=
2+ cos(a—120),
—
60°<а<0°,
1+ COS(а—60),0°< а< 180°,
cos{a—120), 180°< а< 300°,
(112a)
Y= 360° — (p — а) — длите льно сть интервала непроводимости.
Из (112) и (109) вытекает следующ ее уравнение, опр еделяющ ее
зависимость р = р (а) при заданных значениях е и о:
^1—2ла—
cos (Р—120)—Ysin(Р—120)+ 2пг = М. (113)
Уравнение (113) справедлив о до тех пор, пока интервал пр о­
водимости
—а > 0. Критическое значение угла отпирания а = а к;
при котором интервал проводимости становится равным нулю,
определяется из (Г13), если принять а = р = а к; величина а к всегда
больше 180°. В ре зульт ате получаем :
(1—2ло—2л2)cos(ак— 120)—
—
2лsin(ак— 120)+ 2ле= cos (ак— 120).
(113а)
При дальнейшем увеличении угл а отпир ания Р = а , А,=0 и
у —2п.
Сигнал упр авл ения в ызывает открывание тиристора лишь при
условии, что е ( а)> Е Н. Ко гда угол отпирания достигает знач ения
амакс, определяемого согласно ( 102а) , указанное условие перестает
выполняться, тиристор остаетс я запертым, ток нагрузки становится
равным нулю и наступает режим холостого хода усилителя. М о ж ­
но* показа ть, что всегда а Ма к с > а к. Следовательно, величина
а Макс опр едел яет верхний предел рабочего диапазо на угла отпи­
рания (диапазона упра вления).
71

Нижний предел диа пазона управления а Мин определяется из
условия
£ (а мин) = Нс (®мин)*
(114)
где ис (амин) — значение напряж ения на емкости, из меняющего ся в
соответствии с (ПО) при 0 = а Мин.
В результ ате совместного решения (ШО), (112) и (114) полу­
чаем следующее уравнение, позволяющее совместно с (113) найти
величину а МИн в функции о и е:
sin (зМин — 120) — sin (Р — 120) — (2тс-}- <хмин—Р) cos (Р—120) = 0»
а мин 0°»
sin(«мин—60)—sin(Р— 120)—(2п—амин £)cos(Р—120)= 0,
а МИН^0°.
(115)
Если а < а Мин, напряж ение на емкости в момент поступления
сигнала управления превышает напряж ение питания и, с ледо ва­
тельно, тиристор остается запертым до момента времени 0 = а Мин,
когда выполняется равенство /(.1*14). Таким образом, при « = а МИн
наступает режим максимальной отдачи усилителя и рабочий диа­
пазон изменения угла отпирания л еж ит в преде лах: а Ми н < а < а Макс-
Полученныеуравнения (142—|(Ш5) определяют
зав исимость
p=Pi(a) и характеристику вход — выход усилителя / и = / Н'(а) для
стационарного ре жима работы в функции безразмерных парам ет­
ров схемы е и о. Соответствующие кривые дл я случая о —ок (107)
построены на рис. 36,а. Пунктиром ограничены области упр ав ляе­
мости усилителя.
Режим максимальной отдачи при 8 = 0 имеет место, когда
а ~ —60°, (3= 300°; при этом согласно (1Г2) получаем:
,
£лт
1н.макс= nRu •
Однако уже при а ^ 0 ° ток нагрузки достигает значения / н=
= / н(0)^0 ,99 /н.макс; поэтому можно считать, что рабочий диапа­
зон изменения угла отпирания лежит в пределах 0°<а<300°.
Рассмотрим теперь условия работы тиристора. Как следует из
временных диаграмм, приведенных на рис. 05,6, максимум прямого
на пряжения на тиристоре имеет место непосредственно щеред его
открыванием, т. е. при Й = а —0, и опр еделяется равенством
^пр.макс= Шс= ис(а+ 0)—ис(а—0)= в(а)—ис(а—0), (116)
где AUс — «скачок» напряж ения на емкости после открыв ания ти­
ристора (см. примечание на стр. 60). Из (116) с учетом ,(99) и
(140) получаем:
sin(а—60)—sin(Р—120)+ ~ У * »амин< ol< 180°,
sin(а—120)—sin(р— 120)+ \
180°< а < о иа110.
® Лят
шс
72
(117)

а)
Гис. 36. Характеристики для схемы
рис. 31 при
73

Поскольку р='Р(а) и / н= /н(а), то уравнение (117) однозначно
определяет зав исимость iAit/c = ^пр.макс в функции угла отпирания.
Наибол ьш ая величина AUc имеет место при пассивной нагрузке
( е = 0) и критическом значении емкости ( а = а к); увеличение про-
тиво-э. д. с. и отключающей емкости приводит к снижению t/ np.макс.
Зависимость AUc в функции а при >8=0 и а = а к построена соглас­
но (117) на рис. 36,6. Как следует из кривой, наибольшая вели­
чина прямого напряжения на тиристоре имеет место при а —120° и
достигает примерно удвоенной амплитуды линейного напряж ения
питания:
^пр.макс < 2 Е лт.
(118)
Максим ал ьная величина прямого напряж ения на тиристоре
«неработающего» (запертого) плеча та кж е удовлетворяет нера вен­
ству (148).
Среднее знач ение тока, протекающего через тиристор в с та­
ционарном режиме работы, всегда равно току нагрузки (&*=!).
Мгновенное значение тока /а равно:
^а=/н+^с= ^н”ЬwC
(119)
В режиме максимальной отдачи ( / н = /н.м а кс) и при критиче­
ском значении емкости (о — сгк) равенство (119) принимает вид:
иЯвп /1 + cos(0-60), 0°< 0< 180°,
Впш t 1+ cos(0—120), 180°< 0<360°.
(а)
Из (119а), вы тек ае т, что коэффициент формы тока , протекаю­
щего чер е з тиристор в рассматриваемых усл овиях, так ж е как и
для схемы с двух пульсным питанием от однофазной сети (рис. 2 1 ),
равенкф=У1,5^ 1,22.
11. Схема с двухпульсным питанием от трехфазной сети
с нулевым проводом
Силовая цепь рассматриваемого реверсивного усилителя изо­
бражена на рис. 37 [Л. 25]. Так же как и для схемы, рассмотрен­
ной в предыдущем парагр афе, возможны два вар ианта использо­
вания усилителя по рис, 37: вариант 1 , когда т < т к, С = 0 (режим
прерывистого тока нагрузки), и вариант 2, когда т ^ тк, С ^ С К
(режим непрерывного тока на грузки), причем в данном случае
критическое значение относительной постоянной времени нагрузки
равно Т н^0,88.
а) Работа схемы при
С=0
Эквивалентная схема одного плеча силовой цепи усилителя
показана на рис. 38,а. Коммутация неуправляемых вентилей Д\
и Д% происходит при изменении зна ка линейного напр яжения
еаь=Епт sin 0; при этом фазные напряжения
еа= Ефтsin(0—30) иеь= Ефтsin(0—150).
74

Временные диаграммы изменения переменных в схеме изобра­
жены на рис. 38,б. В интерв ал е а 0 (2 изменение тока нагруз ки
определ яетс я уравнением
где
Г
,
.
£/0
■с Е£и>
Ефтsin (0 — 30),
Ефт sin (0— 150),
0° < 0< 180°,
180°< 0< 360°.
( 120)
(120а)
Решение ура внения (120) при соответствующих граничных
условиях позволяет определить все необходимые характеристики
Рис. 37. Реверсивная схема с двух-
пульсным питанием от трехфазной
сети с нулевым проводом.
Рис. 38 Эквивалентная схема (а) и временные диаграммы изменения пере­
менных (б).
схемы аналогично тому, ка к было сделано в предыдущем пар а­
графе.
Величина интервала проводимости Я=|3 —а при £ц = 0 в р е­
жиме максимальной отдачи ( а = 30°) за вис ит только от относ и-
75

тельной постоянной времени нагрузки и определяется следующими
соотношениями:
!При чисто активной нагрузке ( т = 0 ) иХ=300°. С ростом т интер­
вал проводимости увеличивается. Ко гда интервал проводимости
становится равным Х=360°, наступает режим непрерывного тока
и условие запира ния тиристора наруш ается. Подста вляя в (1216)
значение Х=360°, получаем следующее равенство для определения
критической постоянной времени нагрузки:
Решение ( 12 1в) дает хк 0,88. Зависимость Х= Х(т), выте­
кающая из ( 12 1), построена на рис. 39,а (кривая У).
Среднее значение выходного напряжения в реж име максималь-
2“I- 3
ной отдачи при Е п = 0 равно Uн.макс = -----^
—
£фт^0,6£фт
VJ
в случае чисто активной нагру зки (т = 0) и /Ун.макс =
Еф
^ 0,55£ф т в случае т = тк = 0,88. Зависимость Un.макс в функ­
ции х (в относительных единицах) построена на рис. 39,а ( кр и­
вая 2).
В резу л ьтате интегрирования (120) в пр еде лах интервала пр о­
водимости получаем следующ ее выраже ние дл я хар актерис тики
вход—выход усилителя:
х
х= 0,300°<X<330°;
(121а)
1 =0 , 330е< X<360°.
(1216)
(121 в)
Г
1^3+ cos(а—30)—cos((l—150)—еХ,
амин< а< 180°,
р < 360°;
2>^3 + cos(а—30)—cos(р—30)— еХ,
cos(а—150)—cos (Р—150)—еХ,
180°
а амакс, Р 36С)\
макс ,
Y3+ cos(а—150)—cos(Р—30)—еХ,
180° <Са <С“макс Р 360°,
76

б)
77

1C
cos s in (Р—150—у)—
cosy siny*T —
а
р
—
[coS уsin(a— 30
—
?)—е]£^j£ '= 0,
“мин< ®< 180°,
Р<360°;
1C
1C
cosуsin(р—30
—
у)—е+ |У^Зcosуsinу{е2х+ еХj—
«___t
—
[cosуsin(a—30
—
у)—г]еТ|е Х= 0,
Ямин a
180°,
g 360°;
cos уsin(Р—150—у*)— е
—
—
[cosуsin(а—150—у)—е]е
х=0,
180°<а<«макс, Р> 360°;
2тс
cosуsin(р—30
—
у)—6+1^3 cosуsinу£х —
a
Р
—
[cosipsin(a —150—if)—e]eTJc *= 0,
180°< a< aMaKC) [S> 360°,
где зависимость р= р(а, т, е) определяется уравнениями:
®мин — arcsine + 30°,
arcsine <90°;
«мин = arcsin e + 150°,
arcsine]>90o
(123)
(124)
—
граничные значения угла отпирания.
Соответствующие кривые построены на рис. $9,б. Пунктиром
отмечены границы области управляемости тиристора.
Рассмотрим условия работы тиристора. Среднее значение
тока fa всегда равно току нагрузки (&* = 1). Коэффициент формы
тока, протекающего через тиристор в режиме максимальной отдачи
при т = 0 и е = 0, равен &ф^1,16; с увеличением т коэффициент
формы тока снижается.
Наибо льш ая величина прямого напряж ения на тиристоре «р а­
ботающего» плеча не превышает амплитуды фазного напряж ения
сети и Пр.ыАкс = Ефт— Ен\ для тиристора «неработающего» /(запер­
того) Плеча ^/пр.макс^^фт + ^н-
Поскольку последовательно с тиристором включен диод, то
величина предельно допустимого обратного напряж ения тиристора
не лимитируется.
78

В заключение отметим, что в рас сматрива емой схеме, т а к же
как и в схеме « а рис. 31, при т < т к длительность переходного про­
цесса при «скачке» угла отпирания не превышает периода частоты
питания.
б) Работа схемы при т^тк, С ^СК
Принимая допущения, ко тор ые были сделаны при анал изе уси­
лителя по рис. 31 (§ 10, п. «б»), можно получить следующ ее вы­
ражение дл я величины критической емкости в рассматриваемой
схеме:
1C
*К< *< ОО. (125)
Зависимость ок = ок (т) построена на рис. 40,а . При т - ю о
УЗ
о=—
, т. е . величина критической емкости в
раз превышает
аналогичную величину для схемы без нулевого провода (рис. 31).
Зависимость угла запирания в функции угла отпирания р = Р (а)
при т > те определяется уравнением
^1_2ло—Ц
- j cos(р—150)—уsin(Р—150)+ 2пе= М, (126)
где
_
{2УЗ+ cos (а— 150),
—
30о<а<0,
Уз"+ cos(о—30), 0< a< 180°,
(126a)
cos(а—150), 180°< «< 330°.
Критическое значение угл а отпирания, при котором интервал
проводимости становится равным нулю, леж ит в пределах
180°<ак< а Макс и вытекает из (126) при <р=ак,
— (|3—«)=2я.
Верхняя граница диапазона управления соответствует углу
отпирания
«макс = arcsin г + 150°,
arcsin е > 90°.
Угол отпирания а Мин, соответствующий нижней границе д и а­
пазона управления, определяется из ур авнения
sin(р—150)+ (2те+ амин—Р)cos(Р—150)=
sin («мин *—150), а Мин ^ 0,
(\<У7\
\sin(aMllH—30),
амин^ 0.
Характеристика вход — выход усилителя опр еде ляется соо тно­
шением
г
Ефт
—
cos (Р—150)4-Тsin(р—150)—2тсе
_
_
_
/н=2^Г
’
()
*'4па
79

где М по-преж нему соответствует (126а). .Поскольку р = |3 ( а ) , то
уравнение (128) опр еделяет зависимость / н ^ / н С а ) . Соотв етствую­
щие кривые построены на рис. 40,6; пунктиром по ка за на граница
области управляемости тиристора. Рабо чий диапазон управления
Рис. 40. Характеристики для схемы рис. 37 при
*к.
при е=0 практически лежит в пределах 0°<«<330° (угол отпира­
ния а по-преж нему отсчитывается относительно линейного на пря­
ж ения еаь)•
Рассмо трим условия работы тиристора. Среднее значение тока,
протекающего через тиристор в стационарном режиме, всегда р а в­
80

но току нагрузки (ki = 11) Г Мгновенное значение тока za определ яет­
ся уравнением (Ы9), которое в режим е максимальной отдачи
(/н = /н .м а кс) и при критическом значении емкости ( о—ак) прини­
мает вид:
П + cos(9— 30), 0°< 0< 180°,
U + cos(9— 150), 180°<9 < 360°.
(’
Из (129) вытекает, что коэффициент формы тока, протека ющ его
через тиристор в рассматриваемых условиях, равен V \ .5 ^ 1 ,2 2 ,
т. е. т ак ж е совпа дает с аналогичной величиной для схемы с двух-
пульсным питанием от однофазной сети (рис. 2 1 ).
Максимум прямого напряж ения на тиристоре, т а к же ка к и
для схемы, рассмотренной в предыдущем параграфе, рав ен
^п р.м акс =А/7с, где AU- — «скачок» напряжения на емкости после
отпирания тиристора (см. примечание на стр. 60).
Анализ показывает, что в данном случае наибольш ая величи­
на AUсимеет место при е=0, т=оо, о =ак, а«120° и не превышает
2,2Ефт. Таким образом , амплитуда прямого напряжения на тир и­
сторе удовлетвор яе т неравенству
^пр.макс ^ 2у2Еф1n*
( 1^0)
12. Схема с трехпульсным питанием
от трехфазной сети
Силовая цепь рассматр иваемого реверсивного усилителя из о ­
бражена на рис. 41,а [Л. 25]. Отличительная особенность схемы на
рис. 41,а по сравнению со схемами, имеющими двухлульсное пита­
ние (рис. 21, 31, 37), заключается в том, что да ж е при отсутствии
индуктивности ( т = 0 ) ток нагрузки не спадает до нуля. Сл едо ва­
тельно, в данном случа е включение отключающей емкости С
являетс я необходимым условием управляемости тиристора при лю­
бой величине постоянной времени нагрузки.
Анализ р або ты схемы, проведенный при тех же допущениях,
какие были сделаны* при а нализе схем с двухпульсным питанием
(§ 10, л. «б» и § 11, п. «б»), позволяет получить следующее выра­
жение для критической величины отключающей емкости:
ск = соЯнСк ==
/3(1+ Х*) + (1+x.yth^Jl^
(131)
При чисто активной нагрузке (т = 0)
прих
оо
9 as 3/я , т. е. величина критической ем кости в данном слу ча е
в 3 р аза превышает аналогичную величину для схемы на рис. 31,
в ^З разг-для схемы на рис. 37 и в 1,5раза—*для схем на
рис. 21. Зависимость Ок = (М т ) построена на рис. 41,6.
6— 1397
81

Управление усилителем с трехпульсным питанием по схеме
рис. 41,а может осуществляться по крайней мере двумя способами.
Первым будем называть способ, при котором угол открытия а
изменяется в пределах от 0° до 360° относительно линейного н а­
пр яже ния еас (или еЪа, или есЪ)\ вторым способом — такой, при
котором угол откр ытая изменяется з пределах от 0° до 120° на
каж дой трети периода того же линейного напряж ения.
Эквивалентная схема одного плеч а силовой цепи ус илите ля
и време ннйе диаграммы изменения переменных д ля ка ждо го из
указанных способов управления при е. = 0 и т > я приведены на
рис. 42. Отсчет угла отпирария принят относительно периода линей­
ного напряжения еас = £ л т sin 0.
Рассмотрим основные характерис тики усилител я при управлении
первым спо собом. На рис. 43 построены расчетные зависимости у гл а
запирания [в функции угла отпирания р = g (а) и хар актерис тики
82

вход — выход /н = /н(а) для различных значений е = Ея/Ефт при
х > п и критическом значении ем кости. При расчете были сдел аны
допущения, которые принимались ранее при определ ении хар ак те­
ристик вход — выход двухпульсных схем (§ 10, п. «б» и § 1 1 , п. «б»),
в частности, было принято, что в интервале а ' < 0 < (J' (см. рис. 42,6)
напряжение на ем кости а с ^5=е.
обе
О
О)'
2я0
151 0
2я0
а
яМ
- rsrv>
А
г*
А 4Л.
25!
Ф
Рис. 42.
и tAcma, и — иисмспНЫе ДИагр~..... —
- . тгтпсппрния
ления; в — то же при втором способе упр
а-ра сч е т н а я схема; б - временные_ даа_гра_ммы ^при^первом^^способе управ-
В режиме максимальной отдачи (а —0) при е ® выходное на-
пряжение (ток) усилителя независимо от х равн .
^н.макс = /н.максун :
1,5УЗ
" Ефп
1.5
Елт •
6*
П
(132)
83

Как следует из рис. 43, хара ктерис тика в х о д — выход при
а = 3 6 0 ° имеет «скачок». Указанный «скачок» тока нагрузки обуслов­
лен допущением о ничтожно 'малой постоянной времени з ар яда
емкости и тем обстоятельством, что при 0 =360° напр яжение на
нагр узке имеет отличную от нуля величину, равную 0 ,5£фт . Ко гда
сигнал управления отсутствует и тиристор з аперт в течение всего
периода частоты питания, то к нагрузки и напряж ение на емкости
равны нулю (величиной тока утечки тиристора, ка к и ранее, пре­
небрегаем). Когда а=360°—Да и постоянная времени заряда емко­
сти близка к нулю, то при сколь угодно малой величине Аа емкость
320 ■V— <
£—0
а:ма*уг
\2 ----
'5/_
—
—
—
—
&
ч
rN
А.
Ч
оЧ^
»
\
о4*
\
\
___N
я
\
Ч
__
W80т/602002Ь0280320300°
Рис. 43. Характеристики вход —выход.
получ ает з ар яд, равный 0,5£фШС. В течение остальной части
периода тиристор заперт и емкость р а зр я ж а е тс я на нагрузку. При
чисто активной нагру зке ( т = 0) и соответствующем критическом
значении емкости ( С = С К) величина «скачка» тока нагрузки с о­
став ляет:
/н. = /g MaKC1(g1~ 2e) (1 - *
- 2 КГ») 0,055/я.накс (1-2е), . <0,5.
Аналогичная величина при
равна:
/ н.макс (1 — 2е)
/но ~
Уг(«+-!)
0,14/н.макс (1— 2е), в ^ 0,5.
Таким образом, кратность изменения тока нагрузки на «линей­
ном» у частке характеристики вход — выход при е = 0 равна ^ 1°,
когда т= 0, и снижается до ^7, когда т-»оо. При е^0,5 «ска­
чок» тока нагру зки о тсутствует.
84

В реальных ус ло виях по стоянная времени зар яда емкости всегда
отлична от ну ля и, следова тельно, наклон х ар актеристики в ход —
выход в то чке а = 360° всегда имеет конечную величину. Однако,
если постоянная времени з ар яда отключающей емкости мала по
сравнению с по лупериодом частоты питания (что обычно имеет
место), то крутизна хара ктеристики вх од — выход
в области
малых токов нагрузки / н < / н о будет значительно выше, чем
din
в остальной части характер истики. Уменьшение величины
можно обеспечить за счет сопрот ивл ения, включенного по следова­
те льно с отключающей емкостью. Д л я оценки крутизны х арактери­
стики вход —выход при а ^ 360° можно использовать соотношение
мени заряда емкости.
Указанная нелинейность характеристики вход — выход являе тся
определенным недостатком рассматр иваем ой схемы; однако в не­
которых применениях повышенный коэффициент усиления в области
малых выходных токов может ока за ться полезным. В тех случаях ,
когда необходимый рабочий диапазон изменения тока нагрузки
л ежит выше величины / но либо когда усилитель р або тает в релей­
ном режиме (в том числе с непрерывным управлением за счет
широтно-импульсной модуляции на частоте более низкой, чем ч а­
стота питания), нелинейность характерис тики вход — выход не име­
ет значения.
При втором способе управления (рис. 42,в) в случае чисто
активной нагрузки ( т = 0) величина тока / но увеличивается примерно
в 3 раза и для критического знач ения емкости С —Ск составляет:
Таким образом, при втором способе управления кратнос ть
изменения тока на «линейном» уч астке характеристики вход — выход
снижаетс я. Ма ксимальное значение тока нагрузки не зав исит от
способа управ ления и по-преж нему определяется (132).
Характерист ика вход — выход при втором способе упр авления
для случая е = 0 и %> я приведена на рис. 43.
Рассмотрим условия работы тиристора в стационарном режиме.
Среднее значение тока, протекающего через тиристор по-пр ежнему
равно току нагрузки (&г= 1). Мгновенное значение этого тока
определяется уравнением .(М9), которое в режиме максимальной
2*
н.макс(1—2е), е^0,5 .
Аналогичная величина при %> п равна:
85

ОТДата (/н= / н.макс
принимает вид:
ftisiRii
1.5 / 3~Ефт
) и при критическом значении емкости (0 =сГк)
2
1+
cos(0+30), 0°< 0< 120°,
= 1+у= cos(0—90), 120° < 9< 240°, (133)
1+-^=cos(6 —210), 240°< 8<360°.
Из (133) вытекает, что коэффициент формы тока, проте кающего
чере з тиристор в указанных условиях, равен:
А-ф=j/-3
=5:1,18.
Анализ показывает, что наибольш ая величина прямого напр я­
жения на тиристоре имеет место при управлении первым способом
и удовлетворяет неравенству
Unр.макс ^ 2Ефт -
13. Схема с шестипульсным питанием
от трехфазной сети
Силовая цепь рас сматр ива ем ого реверсивного усилителя изо­
бражена на рис. 44д. Та к ж е как и -в случае трехпульсной схемы,
включение отключающей емкости яв ляетс я необходимым условием
управляемости
тиристора
при
любой
величине
постоянной
времени нагрузки. Амплитуда емкостного то ка при шестипульс-
ном питании от источника синусоидального напр яж ения р авна
/с т = соС£Лт cos 60°= 0 ,БсвСЯлт; при этом для чисто активной на­
грузки (Т = 0) критическая величина емкости определяется р ав ен­
ством
ок= «>ЯнСк= /3
=5= 1,73,
(134а)
априт>п
ок = (о/^нСк ==:: ~ ^ 1,92,
(1346)
т. е. в 2 раза превышает аналогичную величину для трехпульсной
схемы.
Управление усилителем с шестипульсным питанием по рис. 44,а
мЪжет осуществляться по крайней мере четырьмя способами. Пер­
вым будем на зывать способ, при котором угол отпирания изме­
няется в диапа зоне 0 °< а< 3 6 0 ° относительно периода линейного
напряжения; вторым — в диапазоне 0°<а<180° на каждом полу-
периоде; третьим — в диапа зоне 0° < а < 120° на ка ждой трети пе­
риода и наконец четвертым — в диапазоне 0°<а<60° на каждой
86

шестой периода. Наиболее целесообразными являются перво е два
способа управления; соответствующие временные диа граммы при­
ведены на рис. 44,6 и в.
О)
ЧпгуН^No—Srv
б)
в)
Рис. 44.
а — реверсивная схема с шестипульсным пи­
танием; б — временные диаграммы при пер­
вом способе управления; в — то же при вто­
ром способе управления.
Независимо от способа управления и величины т выходной
ток усилителя в режиме максимальной отдачи ( а = 0) равен:

При включении сигнала управления, соответствующего а==
= амакс *, ток нагрузки сразу принимает значение /и = /н(аМакс) =
=/но> соизмеримое с величиной / н.макс. Причина и характер у к а­
занного «скачка» тока на х ара ктеристике в х о д — выход те же, что
и для..рассмотренной выше трехпульсной схемы (см. § 12). Вели­
чина тока /но во зрастает при увеличении «номера» способа упра в­
ления, постоянной времени нагрузки и отключающей емкости.
Когда постоянна я времени нагрузки равна нулю ( т = 0 ) , полу­
чаем:
/во
ат^н
когда х> те
(136а)
(1366)
где ат — диапазон управления (для первого способа а т = 2 те, для
второго ат = те и т. д .) . Приведенные соотношения справедливы
Vs
гг
.
■„
При е ^ —g—; когда
, величина /но= 0.
Например, при е = 0 и критической емкости а = ок д ля первого
способа управления / но ^ 0,27/н.макс при х = 0 и / н0 ^0,35/н.макс
при х > те; для второго способа — /но 0,44/н.макс при х = 0 и
/но ^ 0,5/н.макс при х > те. Таким образом, отношение / Ео//н.макс
значительно превыша ет аналогичную величину для трехпульсной
схемы.
В интервале / Но <С/н < /н.макс характерис тика вх од — выход
близка к линейной:
/н= /по+ (/н.макс /но)^1 —(Хмакс^*
0^7)
Все сказанное относительно реального характер а зависимости
/н =/н(а) в интервале 0< / н< / но, а также практических следствий,
вытекающих из нелинейности характер истики вход — выход примени­
тельно к трехпульсной схеме (см. '§ 12), о стается справедливым
для рассм атрив аемой схемы с шестипульсным питанием.
Рассмотрим условия работы тиристора в стационарном ре­
жиме. Среднее значение тока / а равно т оку нагрузки (&*= 1). Мгно­
венное значение этого тока при т
определяе тся уравне­
нием (119), которо е в режим е максимальной отдачи (/н=/н.макс)
и при критическом значении емкости принимает вид:
= 1+2cos(8+60), 0°<6<60°.
(138)
ОПлт
* Величина а макс зав исит от
способа а макс = 360°, для второго
способа управления; для первого
Имакс—ISO0 И Т. Д.
88

Из приведенного уравнения следует, что коэффициент формы
тока, протекающего через тиристор в указанных условиях, равен
Наибол ьш ая величина прямого напряж ения на тиристор е не
превышает удвоенной амплитуды линейного на пряжения питания
Экспериментальные осциллограммы
изменения переменных
в ра ссм атриваемой схеме д л я первого способа управления приве­
дены «на рис. 45.
14. Сравнительная оценка схем с питанием
выпрямленным напряжением
Р яд основных показателей рассмотренных выше схем для двух
крайних значений постоянной времени нагрузки ( т = 0 и т = о о )
сведен в табл . 2. В таблице приведены относительные величины
выходного на пряж ения £/н.макс (перва я строка) и выходной мощ-
Рис. 45. Осциллограммы изменения пе­
ременных в схеме рис. 44 при первом
способе управления.
89

ности Рн.макс (в тор ая строка) в режиме максимальной отдачи,
а та кж е относительная величина отключающей емкости Ск, (Прихо­
дящ аяс я на единицу выходной мощности (третья строка) и на
единицу активной проводимости нагрузки (последняя строка).
В качестве базисных значений приняты значения указанных вел и­
чин дл я схемы с двухпульоным питанием от однофазной сети.
Схемы с двухпульсным питанием от трехфазной сети имеют
минимальные значения Uн. Макс, Рн .м а к с. Однако основным преиму­
ществом этих схем явл яе тся м а ло е число элементов и в первую
очередь в озможность построения (реверсивного усилителя всего
лишь на двух управляемых вентилях без дифференциального транс­
форматора (рис. 31). Кроме того, в те х с лучаях, когда постоянная
времени натр|узки не превышает критического зна чения !(т< т к),
указанные схемы могут р або тать без отключающей емкости; при
этом имеет место режим прерывистого тока, и длительность пере­
ходных процессов не пре выш ает периода частоты питания ка к при
рабо те одного плеча, так и при реверсе дл я любого значения
ТГ<Тк.
90

Таблица 2
Таким образом, при t < t K обеспечивается практически безынер­
ционное управление активно-индуктивной нагрузкой, что являе тся
весьма ценным свойством указанных схем.
Сравнивая м ежду собой два вар ианта схем с двухпульоным
питанном от трехфазной сети, можно отметить следующее. При
т ^ > я оба в арианта обеспечивают одинаковые значения выходного
напр яж ения и мощности. Преимуществами схемы с нулевым про­
водом явл яются лучшее использование управл яемого вентиля по
напряжению и меньшая величина пульсаций. Однако второй в а ­
риант схемы (без нулевого провода) в случае чисто активной
нагрузки обеспечива ет почти в 2 р аза большую выходную мощ­
ность, при т > я требует существенно меньшей величины отклю­
чающей емкости и характ еризу ется примерно в 3 раза большей
величиной критической постоянной времени нагрузки.
Существенным недостатком схем с двухпульсным питанием от
трехфазной сети явл яются неравном ерная загрузка фаз и т а кж е
относительно высокое значение отключающей емкости на единицу
выходной мощности. Поэтому применение указанных схем ограни-
91

чивается сравнительно небольшими мощностями и особенно целе­
сообразно в случае «малых» постоянных времени нагрузки т < т к,
когда можно исключить отключающую емкость.
С целью лучшего использования трехфазной сети и повышения
выходного напряж ения (мощности) усилителя, в особенности при
актив но-индуктивной на грузке с «большой» постоянной времени
(т >я), можно использовать схему с трехпульсным питанием (при
т = 0 тре хиу льоная схема и схема с двухпульсным питанием без
■нулевого провода обеспечивают одинаковые значения Uu,м а к с ,
Рн.макс).
Трехпульсная схема та кж е по зво ляет построить бестрансфор-
маторную схему реверсивного усилителя только на двух упр ав ля е­
мых вентилях (рис. 41,я ) .
Схема с двухпульсным питанием от однофазной сети отличает­
ся сравнительно хорошим использованием управляемого вентиля и
имеет минимальную величину отключающей емкости на единицу
выходной мощности. Однако в данном слу ча е дл я реализации
реверсивного усилителя на двух тиристорах необходим дифферен­
циальный трансформатор (либо ав тотра нсформатор) (рис. 2 1 ,6),
что приводит к существенному увеличению габарита (веса) устрой­
ства. Д л я постр оения реверсивного усилителя без силового тр анс­
форматора необходимы четыре тиристора, что соответственно
усложняет схему управления.
Наилучшее использование трехфазного источника питания и
упр авляем ых вентилей и наибольшее значение выходного напр яж е­
ния (мощности) достигается в схеме с шестипульсным питанием.
При этом величина отключающей емкости, прих одящ аяс я на еди­
ницу выходной мощности, во зра стает всего лишь на 33% по сравне­
нию с аналогичной величиной для схемы с двухпульсным пита­
нием от однофазной сети. Однако при шестипульсном питании ре­
версивный усилитель может быть выполнен только по мостовой
схеме, т. е. дл я его реализации тр ебуется минимум четыре тири-*
стора (рис. 44,а ) .
Основным недостатком рассмотренных схем с емкостным з а ­
пиранием являетс я существенное ухудшение (увеличение) ко эфф и­
циента формы тока, потребляемого от сети и протекающего через
тиристор при промежуточных значениях угла отпирания. Однако
указанный недос та ток в значительной степени устраняется в том
случае, когда усилитель работа ет в релейном режиме, т. е. ко гда
сигнал управления принимает только дв а крайних значения, с оот­
ветствующих либо режиму холостого хода, либо режиму макси­
мальной отдачи силовой цепи. Выше было показано, что величина
коэффициента формы тока, протекающего через тиристор в р еж име
максимальной отдач и, дл я всех рассмотренных схем с питанием
выпрямленным напряж ением и емкостным запиранием меньше, чем
аналогич ная величина для обычных двухпульсных, трехпульсных и
шестипульсных схем, в кото рых ток через тиристор про те кает
в течение 72 или 7з периода. Например, д ля схемы с шестипульс­
ным питанием (рис. 44,а) величина коэффициента формы тока,
протекающего через тиристор в р еж име максимальной отдачи при
%^ я , ра вна &ф«1,16, в то время ка к дл я шестипульсных схем по
рис. 13 аналогичная величина рав на &ф«.1,73 [составляющ ая потерь
в тиристоре, обусловленная дифференциальным сопротивлением
92

прямой вольт-амперной характеристики, пропорциональна квадрату
коэффициента формы [формула ( 10)].
Преимущество релейного р ежима работы за кл ючается та кж е
и в то м, что амплитуда прямого напряж ения на тиристоре в сх е­
мах с емкостным запиранием при промежуточ ных значениях угла
отпирания значительно превышает аналогичную величину в реж име
холостого хо да (см., например, рис. 28,а ) .
Таким образом релейный режим работы рассмотренных схем
с емкостным запиранием позволяет существенно улучшить условия
работы тиристоров.
Релейный режим рабо ты не исключает возможности испо льзо­
вания усилителя дл я целей непрерывного управления нагрузкой;
последнее достигается, например, з а счет управления тиристором
от широтно-импульсного модулятора, работающего на частоте, на
один-дв а люрядка меньшей частоты питания.

ЛИТЕРАТУРА
1. Кага.нов И. Л ., Электронные и ионные преобразователи,
ч. I, Госэнергоиздат, 1195'1; ч. I I , Госэнергоиздат, 1066; ч. I I I , Гос­
энергоиздат, 1956.
2. Булг аков А. А.,
Электронные устройства автоматиче­
ского управл ения, Го сэнергоиздат, 1958.
3. Булгаков А. А., Основы динамики управляемых ве нтиль­
ных систем, изд-во АН СССР, 1963.
4. Полупроводников ые упр ав ляемые вентили, Сборник перевод­
ных старей под ред. проф. В. Г. Ком ара ш к. т. н. В. А. Лабунцова ,
Госэнергоиздат, 1962.
5. Электроприводы с полупроводниковым управлением. Полу­
проводниковые упр авл яем ые вентили, по д ред. Чиликина М. Г.,
изд-во «Энергия», 11964.
6. Конев Ю. И.,
Полупроводниковые триоды в автоматике,
изд-во «Советское радио» , 1960.
7. Р о з е н б л а т М. А., (Магнитные усилители с самонасыще-
нием, Го сэнергоиздат, 1963.
8.Липман Р.А.,
Негневицкий И. Б .,
Быстродейст­
вующие магнитные и магнитно-полупроводниковые усилители, Гос­
энергоиздат, 1960.
9. Полупроводниковые приборы с отрицательным сопротивле­
нием, Сборник переводных статей под ред. С. А. Гаряинова, Гос­
энергоиздат, 1962.
10. Ш и п и л л о В. П., Системы сеточного управления ртутны­
ми выпрямителями для автоматических электроприводов, Госэнерго-
издат, 1961.
11. Чили кин М. Г., Общий курс эле ктропр ивода, Госэнерго-
издат, 1960.
12. Эевеке Г. (В., И о н к и н П. А., Основы электротехники,
ч. I, Госэнергоиздат, 1955.
13. Технические условия на изготовление и поставку силовых
кремниевых упра вляемых вентилей серии ВКУ и ВКУВ.
14. Доброхотов Н. Г., Полупроводниковые р-п-р-п пере­
ключатели, сб. «Полупроводниковые приборы и их применение», под
ред. Я. А. Федо това, выл. 7, изд-во . «Советское радио», 1961.
15. Найди с В. А.,
Управляемые кремниевые вентили и их
применение в схемах эл ектропривода (обзор), «Электричество»,
1960, No 6.
16. Иванчук Б. Н
., Липман Р. А.,
Рувинов Б. Я.,
Усилители постоянного тока на у пра вл яемых диода х с двухполупе-
риодным питанием, «Электричество», 1962, No 10.
94

17.ВешеневекийС.Н
., Замараев Б. С.,
Сол од у-
хо Я. Ю., Силовые кремниевые у правляемые вентили и их приме­
нение в электр оприводе, ГОСИНТИ, 26-63-62/2, 1963.
18.Найди,с В.А., Л,ебедев А.М., Новиков В.В., Ре­
гулируемый электро привод постоянного то ка с управляемыми полу­
проводниковыми вентилями, «Электричество», 1962, No 11.
19. Иванчук Б. Н
.,
Липман Р. А., Ру(вин о в Б. Я.,
Устройство для регулирования напряж ения на индуктивно-активной
.нагрузке постоянного тока, Авторское свидетельство No 1149469.
Бюллетень изобретений, 1962, No 16.
20. Управляемые кремниевые выпрямители фирм Броун- Бовери
и АЭГ, Р еферативный сборник, ЦИНГИ, 1962.
21. Колесников В. М., Новые схемы питания шагового дв и­
га теля, ЦИТЭИН, No А-61-43/6, 1961.
22.Иванчук Б.Н.,
Липман Р. А.,Р уви.нов Б. Я.,
Применение управляемых диодо в в схем ах электропривода (перемен­
ного тока, ГОСИНТИ, выл. Э-62-41/17, 1962.
23.Иванчук Б.Н.,
Липман Р. А.,Р увиновБ. Я.,
Реверсивный двух тактный усилитель на полупроводниковых у пр ав­
ляемых диода х, Авторское свидетельство No 148439, Бюллетень изоб­
ретений, 1962, No 13.
24.Каролл Дж., Новые схемы-на
.полупроводниковых -при­
борах, Издате льс тв о иностранной литературы, 1961.
25. Иванчук Б. Н
., Липман Р. А., Рувинов Б. Я-, Ре­
версивный усилитель, Авторское свидетельство No 154884, Бюллетень
изобретений, 1963, No 12.
26. Иванчук Б. Н
., Липман Р. А
.,
Рувинов Б. Я-,
Упрощенные схемы усилителей постоянного тока при акт ивно­
индуктивной нагрузке, сб. «Полупроводниковые прибО)ры и их при­
менение», под ред. Я, А. Федотова, выл. И, изд-во «Советское
радио», 1964.
27. Иванчук Б. Н,. Липман Р. А
.,
Рувинов Б. Я.,
Устройство д л я нереверсивного упр авления тре хфазным асинхро н­
ным эле ктродвигателем, Авторское свидетельство No 153330, Бюлле-»
тень изобретений, 1963, No 5.
28. Иванчук Б. Н
., Лйлман. Р
.
А.,
Рувинов Б. Я.,
Трехфазный усилитель,Авторское свидетельство No 153732,Бюл ле­
тень изобретений, 1963, No 5.
29. Бабат Г. И.,
Схема с нулевым управляемым вентилем,
Авторское свидетельство No 41072.
30.Бабат Г. И.,
Регулируемый выпрямитель с применением
управляемых ионных ламп, Авторское свидете льство No 41068.
31. Шипи лл о, Сирица В. В
., Булатов О. Г., Эл ектро­
магнитные процессы в быстродействующем реверсивном ионном
преобразователе, Гос зергоиздат, 1963.

БИБЛИОТЕКА ПО АВТОМАТИКЕ
Ниже приводится список некоторых кни г серии «Библиотека по а в т о м а­
тике», из п лан а 1965 г. Начиная с се нтября 1964 г. книжные магазин ы при­
нимают з ак аз ы на книги, выходящие в 1965 г . Цены в списке приведены
предварительные. Издательство «Энергия» з а к а з о в н а книги не принимает.
Бондаренко И. С., Автоматизация систем поточного транс­
порта, 40 коп.
Вершин В. Е., Быстродействующие диодные переключатели,
35 коп.
Г л а з е н к о Т. А., Применение импульсных полупроводниковых
усилителей для упр авления электроприводами, БО коп.
Казанский В.М. и Основич Л.Д.,
.Малоинерционные
двигатели постоянного тока с печатной обмоткой на якоре, 30 кол .
Кварт альное Б. В., Д инам ика а втоматизированных эл ек­
троприводов с упругими механическими связями, 25 коп.
КочубиевскийИ.Д. иСтражмейстерiB.А., Динами­
ческое моделирование нагру зок при испытании автоматических си­
стем, 40 коп.
iM и л о ,в з о р О' в IB. И., Бесконтактное регулирование скорости
электрических исполнительных устройств, 35 коп.
НеждановИ.В. иУан-3оЛиБ.Л., Инверторы на тири­
сторах, 35 коп.
Са нд л ер А. С. и Сарбатов .Р. С., Электроприводы с по­
лупроводниковым управлением. Пре образователи частоты дл я (управ­
ления асинхронными 'двигателями, 80 коп.
Сандлер А. С
.
и С арбатов Р. С., Частотное упр авление
асинхронными двигател ями, 25 коп.
Столяров И. М., Магнитные усилители с полупроводнико­
выми и -магнитными ключами, 80 коп.
Тищенко Н. М
.
и Малышкин В. Г., Тиристоры и пере­
ключающие диоды и их применение ,в автоматике , 36 коп.
Шипил л о В. П. и Булатов О. Г., Расчет полупроводни­
ковых систем упр авл ения вентильными пре образователями, 35 коп.
**
*