Автор: Соколов С.Д. Бей Ю.М. Гуральник Я.Д. Чаусов О.Г.
Теги: электротехника электроника электроснабжение полупроводники
Год: 1979
Текст
С.&СОКОЛОВ
Ю.М.БЕЙ
ЯД.ГУРАЛЬНИК
О. Г. ЧАУСОВ
ПОЛУПРОВОДНИКОВЫЕ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫЕ |
АГРЕГАТЫ
ТЯГОВЫХ
ПОДСТАНЦИЙ
Шши^бнИяиШНмпИИИНвинИиИм1
С. Д. СОКОЛОВ, Ю. М. БЕИ,
я. д. ГУРАЛЬНИК, О. Г. ЧАУСОВ
ПОЛУПРОВОДНИКОВЫЕ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫЕ
АГРЕГАТЫ
ТЯГОВЫХ
ПОДСТАНЦИЙ
Под общей редакцией
доктора техн, наук С. Д. СОКОЛОВА
МОСКВА «ТРАНСПОРТ» 1979
,____*4^ сЛ* «« *• _
а ет» У-’-. '
УДК. 621.331:621.311.4:621.314.632
Полупроводниковые преобразовательные агрегаты
тяговых подстанций./С. Д. Соколов, Ю. М. Бе й,
Я. Д. Гуральник, О. Г. Чаусов. М., Транспорт,
1979. 264 с.
В книге рассмотрены основные схемы и режимы ра-
боты выпрямителей и инверторов, способы регулирова-
ния напряжения, системы управления выпрямительно-
инверторными агрегатами; приведены схемы защит от
перенапряжений, токов короткого замыкания и пере-
грузок, несимметричных режимов; рассмотрены методы
выбора основных параметров агрегатов, расчета потерь
мощности и к. п. д.; описаны агрегаты выпрямитель-
ные с принудительным и естественным воздушным ох-
лаждением, выпрямительно-инверторные, компенсиро-
ванные, с регулированием выпрямленного напряжения;
обобщены материалы по надежности агрегатов и венти-
лей, приборам контроля состояния вентилей и их теп-
лового сопротивления; показаны пути модернизации
агрегатов.
Книга рассчитана на инженеров и электромехани-
ков, а ее описательная часть может быть полезна для
электромонтеров, занятых монтажом и эксплуатацией
устройств электроснабжения. Она также может бьг/ь
использована студентами транспортных вузов. Ил. 151,
табл. 13, библиогр. 27 назв.
Книгу написали:
С. Л. Соколов — § 1—3, 5-7, § 9 16, 36, 38, 39;
Ю. М. Бей — § 21—28;
Я. Д. Гуральник — § 18 -20, 32.
Совместно С. Д. Соколов и 10. М. Бей написали:
§ 8, 34, 35; С. Д. Соколов и Я. Д. Гуральник — § 17,
31; С. Д. Соколов и О. Г. Чаусов — § 40; Я. Д. Гу-
ральник и О. Г. Чаусов - § 33.
31208-101
П049(01)-79
101-79.3602000000
ф Издательство «Транспорт», 1979
ОТ АВТОРОВ
В период с 1967 по 1973 г. на тяговых подстанциях
электрифицированных железных дорог постоянного тока осуще-
ствлена массовая замена ртутно-выпрямительных агрегатов полу-
проводниковыми. Первый полупроводниковый выпрямительный
агрегат с принудительным воздушным охлаждением был включен
ла Южно-Уральской дороге в апреле 1965 г. Одновременно велись
работы по созданию агрегатов с принудительным масляным и
естественным воздушным охлаждением (их эксплуатация начата
соответственно в 1966 и 1969 гг.), а также разработки выпрями-
тельно-инверторных агрегатов на тиристорах (первый полупро-
водниковый инвертор мощностью 10 МВт включен в опытную эк-
сплуатацию на Закавказской дороге в начале 1969 г.). В настоя-
щее время на тяговых подстанциях устанавливают главным обра-
зом’ агрегаты с естественным воздушным охлаждением; заверша-
ется замена выпрямительно-инверторных агрегатов на ионных
вентилях агрегатами на тиристорах.
Внедрение полупроводниковых агрегатов обеспечило значи-
тельную экономию электроэнергии, привело к увеличению к. п. д.
тяговой подстанции более чем на 2%, повышению ее надежности.
Выходы вентилей из строя составляют менее 0,2% их общего ко-
личества в тод; наработка на отказ полупроводниковых выпрями-
телей достигает 30 тыс. ч.
Работы по дальнейшему совершенствованию агрегатов и повы-
шению их технико-экономических показателей продолжаются. По-
явилась возможность использовать экономичные трансформаторы,
выполненные по трехфазной мостовой схеме, и вентили на боль-
шие токи и напряжения. Одновременно улучшаются методы экс-
плуатации, разрабатываются системы диагностики, создаются но-
вые устройства защиты от перенапряжений.
Авторы ставили перед собой задачу рассмотреть особенности
режимов работы полупроводниковых выпрямительных и инвер-
торных агрегатов в системе тягового электроснабжения, дать тео-
ретический материал по выбору их параметров, расчетам токов
короткого замыкания и опрокидывания, возникновению перенап-
ряжений, обобщить опыт их применения.
В книге обобщены результаты исследований Всесоюзного
научно-исследовательского института железнодорожного транспор-
та (ЦНИИ МПС) и его Уральского отделения (УО ЦНИР1 МПС),
з
Главного управления электрификации и энергетического хозяй-
ства (ЦЭ) МПС, Проектно-конструкторского бюро (ПК.Б) ЦЭ
МПС, Таллинского электротехнического завода им. М. И. Кали-
нина, Московского энергомеханического завода (МЭЗ) ЦЭ МПС,
Трансэлектропроекта, учебных институтов, Свердловской, Запад-
но-Сибирской, Южно-Уральской, Закавказской, Московской и Ок-
тябрьской дорог. Авторы считают своим долгом выразить благо-
дарность работникам этих организаций за предоставление мате-
риалов и ряд ценных советов по содержанию книги, а также глу-
бокую благодарность начальнику дорожной электротехнической
лаборатории Западно-Сибирской дороги Н. Н. Волкову за его
большой труд по просмотру рукописи и полезные советы, способ-
ствующие улучшению ее содержания.
Все пожелания и замечания по книге будут приняты авторами
с благодарностью. Просим направлять их по адресу: Москва,
107174, Басманный тупик, 6а, издательство «Транспорт».
Глава I
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫЕ АГРЕГАТЫ
В СИСТЕМЕ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ
1. СХЕМЫ ВЫПРЯМИТЕЛЕЙ И ИНВЕРТОРОВ
На тяговых подстанциях электрифицированных ли-
ний постоянного тока применяют выпрямительные, инверторные
и выпрямительно-инверторные агрегаты на неуправляемых (дио-
дах) и управляемых (тиристорах) полупроводниковых вентилях.
Условия работы преобразовательных агрегатов на тяговых
подстанциях весьма специфичны. Они характеризуются значи-
тельной неравномерностью нагрузки, относительно частыми ко-
роткими замыканиями (к. з.) в контактной сети, редкими к. з. на
шинах подстанций и на землю, наличием коммутационных и атмо-
сферных перенапряжений больших амплитуд и длительности,
искажением питающего напряжения и напряжения собственных
нужд. В этих условиях выпрямители должны обеспечивать надеж-
ное питание электроподвижного состава, а инверторы — надеж-
ный прием избыточных токов рекуперации.
К основным параметрам агрегатов относятся номинальные
постоянные напряжения и ток, а также максимальные допустимые
постоянное напряжение и перегрузки, пределы регулирования
напряжения, к. п. д.
Номинальное постоянное напряжение Udi — это среднее зна-
чение или постоянная составляющая выпрямленного напряжения
между зажимами постоянного тока агрегата при номинальном
постоянном токе. Для преобразователей тяговых подстанций Udi
принимают равным 3300 В, а максимальное допустимое постоян-
ное напряжение — 4000 В.
Номинальный постоянный ток Jdi — это среднее значение тока,
который должен длительно давать агрегат при номинальном на-
пряжении в условиях эксплуатации.
На тяговых подстанциях постоянного тока 3,3 кВ полупровод-
никовые выпрямительные агрегаты, выполненные по схеме две
обратные звезды с уравнительным реактором (рис. 1, а), приме-
няют в подавляющем большинстве случаев, хотя в настоящее
время они по технико-экономическим показателям (см. с. 90) зна-
чительно уступают агрегатам, собранным по трехфазной мостовой
схеме (рис. 1,6).
Для тяговых подстанций на два напряжения 3,3 кВ и 6,6 кВ
разработан комбинированный агрегат (рис. 1, в)1. Выпрямитель
1 Агрегат разработан УО ЦНИИ МПС.
5
Рис. 1. Схемы выпрямительных агрегатов
на 6,6 кВ состоит из двух преобразовательных групп, подсоеди-
ненных к прямой и обратной звездам преобразовательного транс-
форматора, что позволяет увеличить коэффициент загрузки агре-
гата и немного снижает потери выпрямленного напряжения.
Находят применение полупроводниковые преобразовательные
агрегаты, выполненные по двенадцатифазным схемам (рис. 2).
При такой схеме меньше влияние высших гармонических, проще
сглаживающие фильтры, несколько выше выпрямленное напряже-
ние и коэффициент мощности. Двенадцатифазные полупроводни-
ковые агрегаты используются в системе электроснабжения по-
стоянного тока 3,3 кВ/6,6 кВ. По предложению Омского института
инженеров железнодорожного транспорта (ОМИИТ) и Западно-
Сибирской дороги начато их применение на электрифицированных
линиях 3,3 кВ.
Инверторные и выпрямительно-инверторные агрегаты собраны
по тем же схемам, что и выпрямительные. При этом основными
особенностями их являются повышенные значения фазного напря-
жения преобразовательного трансформатора (на 20—25%), обрат-
ная полярность на входе и наличие дополнительного реактора
РИ (рис. 3). Реактор инвертора РИ индуктивностью LPH служит
для ограничения циркуляционного тока в цепи выпрямитель-ин-
вертор, уменьшения скорости нарастания тока опрокидывания, что
облегчает работу защит инвертора и рекуперирующего элсктро-
6
воза, и снижения уровня помех на выходе тяговой подстанции
при работе ее в инверторном режиме.
Применяемые инверторные и выпрямительно-инверторные
агрегаты довольно разнообразны и отличаются схемами соедине-
ния преобразовательных трансформаторов и секций. В ряде слу-
чаев повышение фазного напряжения обеспечивается вольтодоба-
вочным трансформатором, обмотки которого соединяют последо-
вательно с обмотками основного трансформатора. В этой схеме
используют уравнительный реактор, встроенный в преобразова-
тельный трансформатор и рассчитанный на работу в нерегулируе-
мом выпрямительном режиме; дополнительный уравнительный
реактор не подключают.
Повысить фазное напряжение можно, применяя преобразова-
тельные трансформаторы с плавным бесконтактным регулирова-
нием напряжения; при этом фазное напряжение -может быть
увеличено максимально на 20%.
В большинстве агрегатов применяют трансформаторы, вентиль-
ные обмотки которых имеют отводы. В некоторых агрегатах пре-
образовательные секции состоят из общей группы тиристоров ТО
и групп тиристоров ТВ и ТИ (рис. 3, а); последние обеспечивают
бесконтактное переключение из одного режима в другой на сто-
роне переменного тока. В агрегатах других типов к трансформа-
тору подключены отдельно выпрямительная В и инверторная И
преобразовательные секции (рис. 3,6 и в); выпрямитель в этом
случае выполняют как на неуправляемых, так и на управляемых
вентилях.
Переключение выпрямительно-инверторных агрегатов на сто-
роне постоянного тока осуществляется быстродействующими вы-
ключателями БВ1—БВ4, они служат также и для защиты от
токов к. з. при опрокидывании инвертора.
Рис. 2. Полупроводниковые агрегаты, выполненные по двенадцатифазной схе-
ме с одним уравнительным реактором (а) и по двухмостовой схеме (б):
ТП — преобразовательный трансформатор; УР — уравнительный реактор; В1 и В2 —
выпрямители'
7
Же
Рис. 3. Схемы выпрямительно-инвер-
торных агрегатов:
ТП — преобразовательный трансформа-
тор; В — выпрямитель; И — инвертор;
РШ и РП2 — радиопомехозащитные ре-
акторы; РИ — реактор инвертора; БВ1—
БВ4 — быстродействующие выключате-
ли; ТИ, ТВ и ТО — тиристоры соот-
ветственно инверторной, выпрямитель-
ной н общей групп
На тяговых подстанциях предложено применять некомпенси-
рованные и компенсированные выпрямительно-инверторные агре-
гаты с бесконтактным переключением режимов. В этих аврсгатах
переключение из одного режима в другой происходит безынер-
ционно, без участия коммутационных аппаратов. Для ограниче-
ния циркуляционного тока между постоянно подключенными па-
8
раллельно работающими выпрямителем и инвертором установле-
ны два реактора. В схеме две обратные звезды с уравнительным
реактором их включают в общие цепи групп тиристоров, подсое-
диненных к выводам прямой и обратной звезд вентильных обмо-
ток трансформатора (рис. 3,г), а в трехфазной мостовой схеме
инвертора — в цепи анодной и катодной групп тиристоров (рис.
3, <?)• Амплитуда и продолжительность циркуляционного тока за-
висят от индуктивности реакторов и начального угла опережения
инвертора. Индуктивность реактора обычно выбирают 4,5—10 мГ.
Непереключаемый агрегат может работать с постоянно подан-
ными импульсами управления на тиристоры инвертора, при этом
циркуляционный ток ограничивается индуктивностью реакторов,
а также начальным углом опережения 00=^30°. У таких агрегатов
несколько больше потери электроэнергии, чем у переключаемых,
по зато меньше износ коммутационных аппаратов. Отсутствие
подъема напряжения при холостом ходе расширяет возможности
применения рекуперации.
Наиболее экономичен агрегат, у которого импульсы управле-
ния снимаются с инвертора в выпрямительном режиме и подают-
ся на него при повышении напряжения на шинах подстанции
вследствие появления рекуперирующего электровоза1.
Для расчета характеристик агрегатов и переходных процессов
в их схемах необходимо знать параметры трансформаторов, ин-
дуктивности и сопротивления, сосредоточенные в анодных цепях.
К параметрам преобразовательного трансформатора относят-
ся номинальная мощность STi, кВ-А, номинальное напряжение вен-
тильной обмотки Uv0, В, напряжение короткого замыкания ик, %,
ток холостого хода 1Х, А, потери короткого замыкания ДРК и хо-
лостого хода ДРХ, кВт.
За напряжение Uv0 в схеме две обратные звезды с уравни-
тельным реактором принимают действующее значение фазного
напряжения холостого хода вентильной обмотки, а в трехфазной
мостовой схеме — действующее значение напряжения холостого
хода между выводами вентильных обмоток при номинальном на-
пряжении сетевой обмотки. Удобнее пользоваться поминальным
фазным напряжением вентильных обмоток U^, которое для ука-
занных схем соответственно будет равно Uv0 и Uv0/^3.
При составлении схем замещения преобразовательный транс-
форматор можно представить упрощенно в виде трех двухобмо-
точных трансформаторов. Для схемы выпрямления две обратные
звезды с уравнительным реактором и режима прохождения токов
по противофазным вентильным обмоткам его можно условно рас-
сматривать как три трехобмоточных.
Когда преобразовательный трансформатор заменяют тремя
двухобмоточпыми, имеем iA=—ii = —i и напряжения на вентиль-
1 Агрегат предложен и испытан ЦНИИ МПС и Южно-Уральской доро-
гой; он выполнен па базе выпускаемых промышленностью выпрямительно-ин-
верторных агрегатов ВИПЭ-2УЗ.
9
пых обмотках отличаются от подводимого напряжения на ве-
личину
Aw = (Z-i + Z.2 — 2Л412) + (А?т1 + /?т2) i = Lt |-^|| + А?т Л (1)
где Li и Аг, Rt\ и /?Т2 — соответственно индуктивности и активные
сопротивления сетевой и вентильной обмоток; М12 — взаимная
индуктивность сетевой и вентильной обмоток.
Индуктивность Lt определяется потоками рассеяния сетевой и
вентильной обмоток, ее называют индуктивностью рассеяния фазы
преобразовательного трансформатора и находят из опыта корот-
кого замыкания, при котором трехфазное переменное напряжение
подводят к сетевой обмотке и закорачивают вентильные обмотки;
у трансформатора, предназначенного для схемы две обратные
звезды с уравнительным реактором, закорачивают вентильные
обмотки прямой или обратной звезды. Для преобразовательного
трансформатора
Xt = ш£т. 10~3 = . 1СГ3 Ом;
dTi
где со — угловая частота, & — 2nf.
При прохождении тока по противофазным вентильным и сете-
вым обмоткам i'i=Z4 = i и iA~—(й+14)=—2i.
Тогда потеря напряжения
Ди = Lt | | - °,5 (Z2 - М22) |^| + (/?н + v) 2г, (2)
где М22 — взаимная индуктивность между противофазными вен-
тильными обмотками.
Появление нового члена в выражении потерь напряжения
обусловлено индуктивностью L't2 — L2—М22, определяемой пото-
ками рассеяния противофазных вентильных обмоток. Она равна
половине индуктивности, найденной из опыта короткого замыка-
ния, при котором трехфазное переменное напряжение подводят к
вентильным обмоткам одной звезды, а вентильные обмотки вто-
рой звезды закорачивают.
Преобразовательные трансформаторы имеют специфичную
конструкцию: их противофазные вентильные обмотки (а/ и а4, ЬЗ
и Ь6, с5 и с2) выполняют из параллельно соединенных чередующих-
ся дисковых катушек, применяют также двухходовую винтовую
обмотку, при которой одна ветвь винта образует прямую звезду, а
другая — обратную. Вследствие такой конструкции при прохож-
дении по противофазным вентильным обмоткам токов магнитные
потоки рассеяния практически отсутствуют. Обычно индуктивность
Ь'т2 составляет несколько процентов от индуктивности Lt и в боль-
шинстве расчетов ею можно пренебречь.
10
Между выводами 01 и 02 вентильных обмоток прямой и обрат-
ных звезд включен уравнительный реактор (см. рис. 1, а), кото-
рый воспринимает разность мгновенных значений фазных напря-
жений параллельно работающих звезд. Для токов, протекающих
от вывода 01 к 02 и наоборот, индуктивность уравнительного ре-
актора представляет большое сопротивление. Эта индуктив-
ность — переменная величина, зависящая от тока. При сквозном
токе в несколько ампер индуктивность Lypi достигает сотен мил-
лигенри, а при токе около тысячи ампер и более составляет деся-
тые доли миллигенри.
При одновременном протекании токов от вывода 0 реактора к
выводам 01 и 02 магнитные потоки стержней магннтопровода
взаимно компенсируются и практически индуктивным сопротивле-
нием реактора можно пренебречь.
Исследуя процессы включения и отключения ненагруженпого
преобразовательного трансформатора, приходится учитывать его
индуктивность холостого хода и сопротивление /?х, потери в ко-
тором имитируют потери энергии на гистерезис и вихревые токи.
Если схему замещения представить в виде последовательного
соединения Лх и Rx, то соответственно сопротивление, Ом, и ин-
дуктивность, Г,
103 ДА»Х/(3/х);
если в виде параллельного соединения, то
/?;=ю3-з^ф/д^.
Ленинградским институтом инженеров железнодорожного
транспорта (ЛИИЖТ) обоснована возможность применения схе-
мы замещения преобразовательного трансформатора, представ-
ляющей собой параллельное соединение индуктивности Lo и кон-
тура Авэ, Rbb, который учитывает влияние вихревых токов. При
этом ___________________
£вэ-О,1£о и /?B3 = (u2Zg/(2/?x) +K<J2Z.^/(4/?l)- l,21a>2Zo.
Значения Lx и Rx отличаются от Lo и RB3 на 10—15%.
Индуктивные и активные сопротивления, Ом, питающей линии
переменного тока и понизительного трансформатора, приведен-
ные к действующему значению фазного напряжения (72ф вентиль-
ных обмоток, находят соответственно из выражений:
Хл = «>£л. 10~3 = (3t72 Ф/5К). 10“6;
ЯлЧО, 15-4-0,20) Хл;
хпт = Ш£пт- Ю“3 = (3^2ф Ик/5пт)-10~5;
/?пт = (36/2фДРк/5пт)-10“3,
где SH — мощность короткого замыкания (к. з.) на шинах пере-
11
менного тока, MB-A; SDt — мощность понизительного трансфор-
матора, кВА; и'к — напряжение к. з. понизительного трансформа-
тора, %; АР|К— потери к. з. в понизительном трансформаторе,
кВт.
Схему замещения преобразовательного агрегата можно пред-
ставить в виде последовательного соединения источника э. д. с.
е, индуктивности L и активного сопротивления R. При одновре-
менной работе вентилей двух фаз, например al и с2, и трех фаз,
например al, с2 и ЬЗ (период коммутации), имеем:
для схемы выпрямления две обратные звезды с уравнитель-
ным реактором соответственно:
е = 0,5 (ех — es)/2; L = 0,5 (£л + Lmln‘ + £т/«);
/? = 0,5 (£?л Rni/n' + Rt/п)
и в = 0,75<?>; L = -ф L,nRn! -ф L-Rti)',
R — 0,375(/?л + Rni/n' + Rt/n)',
для трехфазной мостовой схемы:
е = ег — t?5; £ = 2 (£л + LnRn.' + £т/«);
R = 2(R, + RnRn' + R-Rn)
и e = 0,5(e1 + e3)-e5;
£ = 1,5 (£л + Lm/ti' + £T/«);
R = 1,5 (Rjt + Rm/ti' + R^ti),
где n' — число одновременно работающих понизительных транс-
форматоров; п — число параллельно работающих трансформато-
ров агрегата.
Если нет необходимости рассматривать периоды работы вен-
тилей отдельных фаз, преобразовательный агрегат заменяют эк-
вивалентным генератором с внутренним (эквивалентным) сопро-
тивлением и индуктивностью £.
2. НАПРЯЖЕНИЯ И ТОКИ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ
В схеме выпрямления две обратные звезды с урав-
нительным реактором ток нагрузки id проходит по одновременно
работающим вентилям двух фаз разных звезд, а при коммута-
ции — по вентилям трех фаз. Разность между напряжениями фаз
прямой и обратной звезд (рис. 4, а) прикладывается к обмоткам
уравнительного реактора.
При работе вентилей двух фаз, например с5 и Ь6, сумма токов
is-^rh—id, в интервале напряжение на уравнительном
реакторе 2//ур = ц6—ц5 (рис. 4,6); половина этого напряжения
12
Рис. 4. Напряжения и токи в выпрямительном (а—д) и инверторном (е—к)
агрегатах, собранных по схеме две обратные звезды' с уравнительным реак-
тором
добавляется к напряжениям фаз прямой звезды, а половина —
вычитается из напряжений фаз обратной звезды. Выпрямленное
напряжение, которое соответствует напряжению между катодом
выпрямителя (или практически анодами работающих вентилей)
и выводом 0 уравнительного реактора (рис. 4, в), равно полусум-
ме напряжений одновременно работающих фаз:
zz</ = zzs — 0,о (zzG — zZg) = zz-, -|- 0,5 (zzg — zz3) = 0,0 (zzG -|- zz-,). (3)
Во время коммутации тока работают вентили трех фаз, например
с5, Ь6 и al, сумма токов z’5 + z6 + Л = z</, напряжения коммутирую-
щих фаз одной звезды становятся одинаковыми — zzj1 =0,5(zzs-|-zz1),
что вызывает уменьшение напряжения вступающей в работу фазы
al и увеличение напряжения фазы с5 на величину
Дик = иг — 0,5 (zz5 + ZZ[) = 0,5(zzt — zz-).
Напряжение па уравнительном реакторе
2zzyp = «6 -- 0,5 (zzi + zz3) = (zzG — zz5) — AzzK (4)
и выпрямленное напряжение
ua = 0,5 (zzj + zz5) 4- 0,5 (zze — zz-,) - 0,5AzzK =
— 0,5 (zZj zzG) — 0,5AzzK. (5)
Таким образом, вследствие коммутации тока происходит уменьше-
ние выпрямленного напряжения, но снижается оно в 2 раза мень-
ше, чем напряжение коммутирующих фаз.
Расчетное среднее значение выпрямленного напряжения при
холостом ходе
Т q ip--
Ud0=\ Umsin^tdwf=-^U^\A7U^. (6)
r.i3 г‘-
Одна из особенностей схемы две обратные звезды с уравнитель-
ным реактором — нарушение одновременной работы двух венти-
лей прямой и обратной звезд при токах нагрузки, близких к ну-
лю.
При этом схема начинает работать как шестифазная и выпрям-
ленное напряжение возрастает до Uao = (3 V2 /к)U<^~ 1,35£/2Ф . Так
как на выходе подстанции включен сглаживающий фильтр, то фак-
тически выпрямленное напряжение при холостом ходе увеличивается
еще больше: оно может достигать u"do = V<2. Lh$.
При коммутации тока две фазы одной звезды оказываются
кратковременно соединены накоротко через вентили и в их цепи
появляется ограниченный индуктивностью фаз трансформатора и
питающей системы ток короткого замыкания (к. з.) или ток ком-
мутации iK (штриховые кривые на рис. 5, а), амплитуда которого
1кт = £72ф/(2Х),
где X = (Ьл + Lm!n‘ + Lt/ti) — индуктивное сопротивление анодной
цепи вентиля.
14
В рассматриваемом случае ток
/к появляется под действием разно-
сти э. д. с. щ—н5=У 6 t/гф sin со/
(см. рис. 5, а). Он снижает ток на-
грузки is до нуля в работающей фа-
зе с5 и увеличивает ток нагрузки ii
до 0,5 id во вступающей в работу
фазе al. Форма фазных токов (см.
рис. 4, г) обусловлена влиянием
токов коммутаций и пульсациями
выпрямленного напряжения. Ком-
мутация тока продолжается в те-
чение определенного промежутка
времени Z=-y/co> пока ток is не спа-
дет до нуля, а ток й не станет
равным 0,5 id. С увеличением ин-
дуктивности снижается амплитуда
тока коммутации и увеличивается
угол коммутации у (см. рис. 5, а).
Из уравнения 0,5/</^0,5йг=/Кт><
X (1 —cos у) находят
cos - Л,Х/(|/б6/2ф),
где Ц—'Среднее значение выпрям-
ленного тока id.
Активное сопротивление R =
=/?л+/?пт/«/4-/?т/п влияет на угол
коммутации вследствие того, что
увеличивается полное сопротивле-
ние цепи z=y X2-\-R2 и уменьшает-
ся амплитуда тока коммутации, а
также изменяется момент вступле-
ния вентилей в работу. Если при-
нять, что индуктивное сопротивле-
ние цепи выпрямленного тока Xd~
«00, то id~const и потеря напря-
жения происходит только на актив-
ном сопротивлении цепи. Из-за сни-
жения фазного напряжения работа-
ющей группы вентилей на G,5IdR
изменяется момент вступления сле-
дующей группы вентилей в работу
на угол А (рис. 5, б). Этот угол мо-
жно найти из выражения
V2 6/2ф sin (тс/б —- 4) =
=]/2 U2<t) sin (к/6 + Д) - 0,5/a R, (7)
Рис. 5- Напряжения и тонн при
коммутации
15
откуда
sin Д = 0,5/а R/ty 6 (72ф),
С учетом этого угол коммутации находят из уравнения
4 (1 - е-^/иЛ) = Is in (Д + ?) - sin (Д + ? - т)],
где <? = arctg (wL/R).
Если активное сопротивление цепи меньше индуктивного бо-
лее чем в 3 раза, его влияние при рабочих токах на угол комму-
тации практически мало заметно: угол у увеличивается менее чем
па 5%. В случае учета малых R амплитуда тока коммутации и
угол у определяют как
1кт = /6 U^/(2Z) и cos-(-~ 1 — IdZ/iyb и2ф).
В момент окончания коммутации тока в работе остаются два
вентиля и напряжение ud скачком возрастает до полусуммы фаз-
ных напряжений. Потеря выпрямленного напряжения, вызванная
коммутацией тока,
Д ud = ~3 J 672ф sin utdwt — Id Z.
(8)
Между анодом вентиля, закончившего работу, и катодом вы-
прямителя появляется обратное напряжение (см. рис. 4,(5), име-
ющее отрицательную полярность и равное разности между анод-
ными напряжениями неработающего и работающих вентилей.
В момент окончания коммутации тока (момент th, см. рис. 4, а и
д) на закончившем работу вентиле появляется скачок обратного
напряжения ДмОбр=У бС^фэту. Амплитуда обратного напряже-
ния равна амплитуде междуфазного У6(72ф-
На форму обратного напряжения влияют коммутации тока
между вентилями фаз обеих звезд. Обратное напряжение на вен-
тиле фазы с5 в интервале {>2—йз уменьшается вследствие комму-
тации тока между вентилями фаз al и ЬЗ, в интервалах -&4—и
$6—'Оу на него оказывают влияние коммутации тока между вен-
тилями другой обратной звезды Ь6 и с2, с2 и а4 (см. рис. 4, а и д),
при этом уменьшение (интервал или увеличение (интер-
вал О'б—6'7) фазного напряжения th вызывает такие же измене-
ния фазного напряжения uz и обратного напряжения, что обус-
ловлено значительной электромагнитной связью между противо-
фазными обмотками преобразовательного трансформатора.
В трехфазной мостовой схеме выпрямления ток нагрузки так-
же проходит по вентилям и вентильным обмоткам двух фаз, а
при коммутациях — трех фаз. В работе участвуют вентили анод-
ной и катодной групп (соответственно группы вентилей 2, 4, 6 и
1, 3, 5, см. рис. 1, б). Выпрямленное напряжение образуется как
сумма фазных, например м5+«б, wi + ws и т. д. (рис. 6, а и б).
16
Рис. 6. Напряжения и токи в выпрямительном (а—г) н инверторном (д—з)
агрегатах, собранных по трехфазной мостовой схеме
(9)
Расчетное среднее значение выпрямленного напряжения при
холостом ходе
= J t/m SinwZrfcof = 3 Кб С/2ф/1’:~2,34С/’2ф.
При токах нагрузки, близких к нулю, вследствие влияния сглажи-
вающего_фильтра выпрямленное напряжение может увеличиться до
Um = ¥61/^2,451/2*.
Во время коммутаций тока (рис. 6, в) обмотки трансформатора
оказываются закороченными и появляется ток коммутации tK с ампли-
тудой 1кт — Кб U^I(2Z). Угол коммутации
т = arccos [ 1 - 2Id Zl{V&U^]. (10)
Потеря выпрямленного напряжения при коммутации тока
A«rf = (3/it)/rfZ.
При одних и тех же значениях номинальной мощности транс-
форматора, выпрямленного напряжения^.^ока,в. случае .мостовой
•. 17
схемы действующее значение фазного напряжения и амплитуда
обратного напряжения (рис. 6, а) в 2 раза меньше, амплитуда то-
ка коммутации в 2 раза больше, чем в схеме две обратные звезды
с уравнительным реактором, углы коммутации и потери выпрям-
ленного напряжения одинаковы.
В инверторе токи через управляемые вентили (тиристоры), как
и через вентили выпрямителя, протекают от анода к катоду, но
при отрицательных значениях фазных э. д. с. (см. рис. 4, е и 6, д).
Образуемая фазными напряжениями противо-э. д. с. инвертора
(см. рис. 4, з и 6, е) направлена встречно э. д. с. двигателей реку-
перирующего электровоза, перешедших в генераторный режим, или
э. д. с. параллельно работающих выпрямителей. При отключении
инвертора от сети постоянного тока измерить его противо-э. д. с.
не удается, так как токи через вентили инвертора проходить не
будут.
Моменты вступления вентилей в работу определяются углом
опережения р, отсчитываемым от точки пересечения э. д. с. ком-
мутирующих фаз. От угла р зависит среднее значение противо-
э. д. с. инвертора и каждому значению этого угла соответствует
определенный предельно допустимый ток инвертора.
Если прикладываемая внешняя э. д. с. меньше противо-э. д. с.
инвертора, в цепи будет небольшой, ограниченный индуктивностью
прерывистый ток, обусловленный тем, что в отдельные интервалы
времени мгновенные значения противо-э. д. с. инвертора меньше
приложенной э. д. с. По мере роста внешней э. д. с. ток инвертора
увеличивается и наступает момент, когда прерывистый ток стано-
вится непрерывным. Дальнейший рост внешней э. д. с. сопровож-
дается ростом тока в цепи до тех пор, пока не будет достигнут
предельный ток инвертора; при этом произойдет нарушение ком-
мутаций тока и инвертор опрокинется. Таким же образом ток
будет изменяться при увеличении угла р и, следовательно, умень-
шении противо-э. д. с. инвертора.
К вентилям инвертора прикладывается обратное напряжение
небольшой продолжительности и прямое напряжение (см. рис. 4, и
и 6, з). Наличие прямого положительного напряжения на анодах
неработающих вентилей может вызвать преждевременное отпира-
ние их в случае появления ложных импульсов управления, а сле-
довательно, нарушение работы инвертора. На форму напряжения
анод-катод инвертора оказывают влияние и процессы коммутаций
тока.
Анодные токи инвертора по сравнению с анодными токами вы-
прямителя имеют большую скорость нарастания в момент нача-
ла коммутации и меньшую скорость спада в момент ее окончания
(см. рис. 4, г и к и 6, в и ж).
Одной из особенностей инвертора, выполненного по схеме две
обратные звезды с уравнительным реактором, является искаже-
ние формы анодных токов при неизменной форме общего тока.
Вследствие того что анодные напряжения вентилей прямой и об-
ратной звезд разные, в контуре работающих вентилей появляется
18
ток iyP, который увеличивает ток в одной работающей фазе и
уменьшает его в другой:
Zi = 0,5id ~f~ Zyp и z*2 = 0,5/й? ^ур.
Значение тока iyp зависит от разности напряжений работаю-
щих фаз и индуктивности уравнительного реактора. Ток iyp вызы-
вает искажение анодных токов инвертора. Если ток iyp велик, то
искажения анодных токов довольно заметны. В отдельные момен-
ты времени даже возможно возникновение шестифазного режима.
Ток id==i1-j-i2 в цепи инвертора не искажается и определяется
сопротивлением цепи и разностью внешней э. д. с. и противо-
э. д. с. инвертора.
Расчетное напряжение холостого хода и угол коммутации ин-
вертора, выполненного по схеме две обратные звезды с уравни-
тельным реактором, находят из выражений
6/г/0и === 1,176/2фи COS pQ,
COS(P— 7) — cosp = /rflI 7и/(Кб1/2ф„),
а инвертора, выполненного по трехфазной мостовой схеме, — из
выражений
6/Ми — 2,346/2фи COS ро!
cos (Р — у) — cos Р = 2/rf„ Z„/ (j/6 6/2фи),
где 6/2фи — действующее значение фазного напряжения инвертор-
ной обмотки трансформатора; — начальный угол опережения.
Инверторы па ионных вентилях, выполненные по трехфазной
мостовой схеме, имели большие потери электроэнергии, чем вы-
полненные по схеме две обратные звезды с уравнительным реак-
тором, что объяснялось применением последовательного соедине-
ния ионных вентилей для обеспечения надежной работы при боль-
ших нагрузках. Переход на тиристоры привел к тому, что выпря-
мительно-инверторные агрегаты, выполненные по трехфазной
мостовой схеме, оказались более экономичными. Потери электро-
энергии в вентилях при обеих схемах становятся примерно оди-
наковыми, зато в случае трехфазной мостовой схемы меньше
потери в преобразовательных трансформаторах, нет дополнитель-
ных потерь, вызванных током iyp, в выпрямительном режиме тре-
буются импульсы управления меньшей длительности.
3. ВНЕШНИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Внешняя характеристика преобразовательного аг-
регата представляет собой зависимость среднего значения напря-
жения на его выходе (для выпрямителя) или входе (для инвер-
тора) от среднего значения тока.
Среднее выпрямленное напряжение Ud снижается с ростом то-
ка Ц (характеристика 1 на рис. 7) не только из-за коммутацион-
19
Рис- 7. Внешние характеристики выпрямительного агре-
гата
них потерь напряжения, но и потерь на сопротивлениях цепи.
Последние вызывают в схеме две обратные звезды с уравнитель-
ным реактором уменьшение как фазного, так и выпрямленного
напряжения, равного полусумме фазных, на 0,5 IdR- При трехфаз-
ной мостовой схеме эти потери уменьшают фазное напряжение
на IdR, а выпрямленное на 2IdR.
Потеря напряжения ДП<г (см. рис. 7) зависит от мощности пи-
тающей системы, понизительных трансформаторов и преобразо-
вательных агрегатов, сопротивления цепи. Обычно вводят понятие
эквивалентного сопротивления R3, которое определяет наклон
внешней характеристики:
/?э = (Udo ~ Ua)Hd = bUd/Id. (11)
При токах нагрузки от /кр до нуля напряжение на выходе вы-
прямителя, собранного по схеме две обратные звезды с уравни-
тельным реактором, увеличивается и достигает U'd0 =1,35 С/2ф
(участок АВ, см. рис. 7), это напряжение на 15,4% выше расчет-
ного Udo- В случае трехфазной мостовой схемы такого подъема на-
пряжения при малых токах не наблюдается.
В реальных условиях вследствие подключения к шинам под-
станции сглаживающего фильтра выпрямленное напряжение воз-
растает в обеих схемах, начиная с тока нагрузки 100—200 А, а
иногда и меньшего (кривые 3, см. рис. 7).
20
Аналитическое выражение внешней характеристики:
Ud =z К и Ud§ At/d^ #cx( "2^ ' *$£/0)
+4+4)+°'5 («-+4+4+’4) 4(12)
где ки — коэффициент, учитывающий изменение питающего на-
пряжения переменного тока; s и а — число соответственно после-
довательно и параллельно соединенных вентилей фазы преобра-
зовательного агрегата; /?д — динамическое сопротивление венти-
ля; Uo — пороговое напряжение вентиля; кСх — коэффициент, за-
висящий от схемы выпрямления (для схемы две обратные звезды
с уравнительным реактором /сСх = 1 и для трехфазной мостовой
«сх=2).
Приведенное выражение справедливо, когда фазные напряже-
ния питающей системы переменного тока симметричны и активные
сопротивления 7?л, Ran и & в несколько раз меньше индуктивных
Хл, Хпт и Хт, т. е. практически не оказывают влияния на угол
коммутации агрегата.
Потерю напряжения можно представить в виде суммы потерь
напряжения, вызванных током Id на эквивалентных сопротивлениях
питающей линии переменного тока XUdn , понизительных трансформа-
торов XU dm, преобразовательных трансформаторов XUdi и на венти-
лях агрегата XUde :
XUd — XUd-L XU dnt XU de XU da, (13)
где XU da — Л^сх sU0 Дсх 4/.
Эквивалентные сопротивления питающей линии переменного
тока, понизительных и преобразовательных трансформаторов
определяются соответственно выражениями:
7?эл~/Гсх (0,239%., -f- О,57?л);
/?9пт«^сх(0,239ХПТ/П' + 0,5/?пт/п');
7?эт~л:?х (0,239Хт/п + О,57?т/л).
При имеющихся параметрах системы внешнего электроснабжения
/?эл = 0,013-4-0,002 Ом; /?эпт составляет 0,076— 0,082 Ом при 5ПТ =
= 10 МВ-А, 0,053-0,059 Ом при SnT= 15 MB-А и 0,041-0,045 Ом
при 5„т = 20 MB-А; 7?эт — 0,05-4-0,09 Ом.
В случае параллельной работы выпрямительных агрегатов их
общая внешняя характеристика изменяется; изменяется также и
характеристика каждого агрегата в отдельности. Это объясняется
влиянием индуктивного сопротивления сети и понизительных
трансформаторов.
При параллельной работе потеря напряжения XUd — XUd.i +
+ XUdm + /Тех sU0 не изменяется, но уменьшается в зависимости от
21
числа работающих агрегатов в 2 раза и более потеря напряжения
2b.Ud, равная сумме потерь напряжения и составляющей по-
терь на динамическом сопротивлении вентилей. В результате внеш-
няя характеристика будет более пологой (характеристика 2 на рис. 7).
Наличие индуктивных сопротивлений Хл и Хпт, общих для парал-
лельно работающих агрегатов, приводит к тому, что внешняя харак-
теристика каждого из них отличается от внешней характеристики
индивидуально работающего выпрямителя, так как при общем токе
Id на каждый агрегат приходится ток 0,5 Id и потеря напряжения
будет ^.U'a + ^U'd, а не 0,5Д7/й = 0,5bUa -ф'&U"a (характеристика 4
на рис. 7).
Внешнюю характеристику выпрямителя можно также выразить
в относительных единицах. При индуктивном сопротивлении цепи по-
стоянного тока Xd = ос и полном сопротивлении анодной цепи Z—X
зависимость UdiUdo от K^Id/Um имеет вид
U'd! Udo — 1 Ксх Id X/2 У 6 С/2ф — 1 Ксх IdK^Iкт) — 1 ^Hd. (14)
Зная выражение внешней характеристики, можно найти cosy:
cos y== 1 — Kcxld Х/Уви2ф = 1 — 2Д«</ = 1 — 2&Ud/Udo.
Если внешняя характеристика выражена в относительных единицах,
то cos у = Ud/Uao — (рис. 8). Когда внешняя характеристика
задана в виде Ud=f(Id), то
cos 7=1 — 2Д£Л//7/£/о==1 — 2 (Udo — Ud)!Udo (15)
При песимметрии фазных напряжений питающей системы пере-
менного тока изменяются моменты вступления вентилей в работу,
углы коммутации и расчетное напряжение холостого хода. Пусть
амплитуда фазного напряжения Ua больше амплитуд UB и Uc,
тогда UA =/26/2ф> UB = KbUA и Uc = kcU А(кь<\, кс<Д).
Углы tj, т2, т3, определяющие моменты вступления в работу вен-
тилей фаз al и а4, ЬЗ и Ь6, с5 и с2, и углы коммутации у2, у3
(рис. 9) можно найти соответственно из выражений:
COS'r3 =
+ з Kj ксх Id Z
С03’1 = ~Д^' С05’', = 1"ТГЖГ’
1 -j- ^сх (I ।
cos Т2 = —; C0S Т2 = 1--------. 1/2Z7 I' ’
Л2 Лг J 2. U 2^
к1> + 3'У -- 1 , _ Ксх 'd Z
2«с43 ’ 73 ЛзУ2Г72ф
= У2 (Кс -ф 1) — кь: Л2 = У2 (1 —Кь) кс>
Л3 = V 2 (кь -ф Кс) — 1 •
(16)
где
22
Рис. 9- Кривые фазных э. д. с. вып-
рямителя (а) и инвертора (б) при
иесимметрии питающего напряжения
Рис. 8- Внешняя характеристика агрега-
та и зависимость cos у от относитель-
ного значения тока нагрузки
Расчетное напряжение холостого хода можно определить как
Ud0= - 'СХ 2^2Ф~ 01 Н- ^2 + ^з)-
Коммутационная потеря напряжения и потеря напряжения на
сопротивлении цепи не зависят от симметрии фазных напряжений.
Поэтому в случае их иесимметрии пользуются теми же выраже-
ниями внешних характеристик, но подставляют другое значение
напряжения холостого хода.
Противо-э. д. с. инвертора возрастает с увеличением тока:
Udu —~ Кн UdQu COS pg /Гсх SUO 7?эи Л/и
=—2~—Кн cos ^оН-(7?элиН-7?эптиН-7?этиН_7?эди)/£/и-|-Д77(/ви. (17)
При различных углах опережения р0 внешние характеристики
инвертора изображаются прямыми, имеющими один и тот же на-
клон и, следовательно, расположенными параллельно (прямые
1 и 2, рис. 10, а).
Эквивалентные сопротивления питающей линии переменного тока
/?эли и понизительных трансформаторов /?ЭПти будут в (£Лфи/7/2ф)2 =
= 1,22ч-1,252 больше /?эл и /^эпт. Эквивалентное сопротивление де-
лителей тока Л?эди подсчитывают по их активному сопротивлению.
Ток /йи может увеличиваться до тех пор, пока разность углов
опережения и коммутации будет больше угла запаса б, т. е.
р—у>6.
23
Рис- 10. Внешние и ограничительные характеристики инвер-
тора в абсолютных (а) и относительных (б) величинах
Предельный ток инвертора, который определяет его нагру-
зочную способность,
/пр = /кти [cos (30 — 7) COS fl0] = —— /кти (COS 8 COS fl0) =
KCX ex
~ (C0S 3 “ COS W- - (18)
Характеристика, соответствующая предельным значениям тока,
называется ограничительной. Теоретическая ограничительная ха-
рактеристика (прямая 3, см. рис. 10, а) соответствует значениям
24
тока, при которых угол коммутации становится равным углу, опе-
режения. _
Теоретически предельный ток/пр.т = [Кб£Лфи/(/сСх А'и)] (1 — cos₽0)
при т = ₽. Для характеристики 1 он равен /пР.т, для характеристи-
ки 2 — /пр.т и т. д.
При токе /(/и — /пр.т
/?эи /пр.т = А А Хи - cos ?) = О-5 (^ОИ - ^ои cos Р).
Таким образом, теоретическая ограничительная характеристи-
ка инвертора представляет собой зеркальное изображение внеш-
ней характеристики выпрямителя с напряжением холостого хода
Udon, наклон которой определяется эквивалентным сопротивле-
нием 7?ои инвертора. Действительные ограничительные характери-
стики имеют больший наклон, зависящий от угла запаса б, и реа-
лизуемые предельные токи /пр будут меньше /пр.т (рис. 10, б).
Чтобы обеспечить реализацию больших предельных токов и
уменьшить противо-э. д. с. инвертора (последнее необходимо для
снижения напряжения на токоприемнике рекуперирующего элект-
ровоза), используют не естественные, а искусственные внешние
характеристики (см. рис. 10, а): горизонтальную 4, падающую 5 и
падающую с ограничением по току 6.
В случае горизонтальной внешней характеристики на уровне
Ucn угол опережения р находят из уравнения
COS 3 = Uст /?эИ /*./£/йОи = COS fig R.suldn/Ud0n.
Внешняя характеристика инвертора остается прямолинейной,
пока ток не станет прерывистым. С этого момента небольшое из-
менение тока приводит к заметным изменениям противо-э. д. с. —
крутопадающий участок 7 на рис. 10, а.
При стабилизации внешней характеристики инвертора на за-
данном уровне предельный ток снижается с понижением напряже-
ния питающей сети переменного тока. Для получения горизон-
тальных характеристик (рис. 11) на уровне 3400—3600 В (ки=1)
схема компаундирования должна обеспечить изменение угла р
по 2—6° на каждые 1000 А нагрузки; при стабилизации внешних
характеристик пределы изменения угла р увеличиваются и вслед-
ствие необходимости изменения начального угла р0 на 3—4°.
При параллельной работе инвертора и выпрямителя в их цепи
протекает циркуляционный ток, обусловленный разностью э. д. с.
выпрямителя и противо-э. д. с. инвертора. Нормально" циркуляци-
онный ток /йц прерывистый. В случае больших значений р0 ток в
цепи выпрямитель — инвертор возрастает (рис. 12, а) и может из
прерывистого стать непрерывным. Однако работа переключаемого
выпрямительно-инверторного агрегата может и не нарушаться;
конечно, энергетические показатели его заметно ухудшатся.
25
В выпрямительно-инверторном агрегате с бесконтактным пере-
ключением (см. рис. 3, г и д) циркуляционный ток протекает внут-
ри групп тиристоров инвертора и вентилей выпрямителя, подсое-
диненных в схеме две обратные звезды с уравнительным реакто-
ром к прямой или обратной звездам, а в трехфазной мостовой
схеме — к плюсовому или минусовому выводам агрегата и вен-
тильным обмоткам трансформатора. Амплитуда его /цт зависит
от Лри и ро (рис. 12, б). Прерывистость циркуляционного тока в
таком агрегате сохраняется при ро до 40°. В случае ро>4О° ток
Лы резко возрастает (рис. 12, в), становится непрерывными нор-
мальный режим работы нарушается.
При иесимметрии фазных напряжений инвертора (см. рис. 9,6)
углы опережения будут разными: рЛ=Д14-Т1> рв = д2-|_Т2 п
Рис- 11. Ограничительные и внешние характеристики эксплу-
атируемых инверторов и зависимости угла опережения от тока
26
Рис. 12. Внешние характеристики выпрямителя и инвертора (а); за-
висимости циркуляционного тока от угла опережения (б и в) в трех-
фазной мостовой схеме агрегата
рс = Д3-]-Тз- Значения п, тг и тз находят из приведенных ранее вы-
ражений. Углы Ль Дг и Д3 зависят от положения управляющих
импульсов. Обычно эти импульсы синхронизированы с фазными
напряжениями. Когда импульсы управления фаз а/, ЬЗ и с5 синх-
ронизированы соответственно с напряжениями, обратными напря-
жениям Uc, Ua, ив и сдвинутыми на некоторый угол, имеем
Дj -]- В = Д2 Н- С ==: Дз Н- А : к/6 р,
где р — угол опережения инвертора при симметричной системе
фазных напряжений; коэффициенты
В = arccos
А
— arccos
г ( 1 +
С = arccos I----о------
v ZKb
+
2кь кс
27
При исследованиях внешних характеристик, параллельной работы,
определении дополнительных потерь электроэнергии эквивалентное
сопротивление агрегата R3 или А?эи целесообразно представить в ви-
де суммы двух величин /?э Ч- Rs (или 7?ЭиЧ- /?эи), одна из которых
R's = R3JI + R3nr (или R3t{ = £>эли 4- £>эпти) зависит только от парамет-
ров внешнего электроснабжения, а вторая /^(или 7?эи)—от парамет-
ров элементов самого агрегата. Для выпрямительных агрегатов
7?э — /?эт 4“ Ксх sU$/I(l + ^сх 5/?д/(2а),
для инверторных
Ran = Rэти Ч- ^сх ий/Id Ч~ ^?эди Ч- ^сх $и Rn/(2tt).
Внешняя характеристика тяговой подстанции отличается от
внешней характеристики агрегатов: она имеет больший наклон
из-за дополнительной потери напряжения на сопротивлении сгла-
живающих реакторов. Внешняя характеристика тяговой подстан- •
ции с выпрямителями расположена ниже, а тяговой подстан-
ции с инверторами — выше внешней характеристики агрегата.
4. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ НАГРУЗКИ
МЕЖДУ ПАРАЛЛЕЛЬНО РАБОТАЮЩИМИ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫМИ АГРЕГАТАМИ1
Нагрузка тяговой подстанции между параллель-
но работающими выпрямительными агрегатами распределяется в
зависимости от разброса их параметров, определяющих наклон
внешних характеристик, и расчетного среднего значения выпрям-
ленного напряжения холостого хода (рис. 13, а). Эквивалентное
сопротивление питающей линии переменного тока и понизитель-
Рис. 13. Внешние характеристики выпря.мителышх (а) и инверторных (б)
агрегатов
28
Рис. 14. Схемы замещения выпрямительных (а) и инверторных (б) агрегатов
при параллельной работе
ных трансформаторов Ra' входит в общую цепь тока подстанции и в
равной степени влияет на наклон внешних характеристик парал-
лельно работающих агрегатов (схема замещения на рис. 14, а).
Влияние составляющих эквивалентного сопротивления преобразо-
вательных агрегатов R3i, Rat,... различно. Поэтому чем больше раз-
ница между А?эь Т?э2,..., а также между Udoi, Udta, — , тем больше
неравномерность распределения тока.
Неравномерность распределения тока характеризуют разностью
токов нагрузки преобразовательных агрегатов: AId=Ii—1%.
В случае когда Udoi = Uaw = Udo, но Rai=R Rai, разность токов
агрегатов растет с увеличением тока нагрузки и составляет всегда
одну и ту же долю от него, равную отношению разности эквива-
лентных сопротивлений к их сумме:
&Id = Id (Т?э1 — Raz)l(Ral + Rat).
Если R"3t = r12 = Ra, но Udoi Ud02, разность токов параллельно
работающих агрегатов будет постоянна:
Д/ d — (Udoi — Uйог)/Rs.
При неравенстве эквивалентных сопротивлений и напряжений хо-
лостого хода агрегатов возможно как возрастание, так и уменьше-
ние Д/d с ростом нагрузки подстанции. Используя полученные за-
висимости Д/d и наблюдая за токами нагрузки агрегатов, можно
установить, какой из параметров следует изменить, чтобы вырав-
нить распределение тока нагрузки тяговой подстанции между
агрегатами.
Причиной неравномерного распределения нагрузок может быть
также различие в схемах соединения обмоток трансформаторов
агрегатов. Если параллельно работают агрегаты, у которых сете-
вые обмотки трансформаторов соединены в треугольник и звезду
(рис. 15, а), а выпрямленные напряжения сдвинуты на 30°, то под
действием разности —u’d (рис. 15, б) между агрегатами про-
текает переменный ток, вызывающий дополнительные потери мощ-
ности. Для ограничения этого тока и выравнивания нагрузок в
цепь выпрямителей включают реакторы Р; можно было бы вклю-
29
Рис. 15. Схемы агрегатов (а), кривые выпрямленного напряже-
ния (б), схемы соединения обмоток трансформаторов (в, д) и
векторные диаграммы напряжений (г, е)
чить реактор только в цепь одного выпрямителя, но при этом на-
рушилось бы равномерное распределение нагрузок.
Параллельная работа подобных агрегатов возможна и без
реакторов Р, если вентильные обмотки трансформаторов соеди-
нить по-разному, чтобы у обоих трансформаторов была одна
группа соединения обмоток, например 11 (рис. 15, в и д). Тогда
напряжения и3, и$, приложенные к группе нечетных вентилей,
сдвинутся на 30° относительно напряжений сети (рис. 15, г и е).
На большинстве тяговых подстанций с неуправляемыми пре-
образовательными агрегатами неравномерность распределения
нагрузки невелика. Однако с уменьшением внутренних эквива-
лентных сопротивлений R"31 и /?"2она значительно увеличивается,
особенно, если неравномерность вызвана неравенством напряже-
30
ппй холостого хода Udoi и Ud02. Это необходимо иметь в виду при
параллельной работе мощных преобразовательных агрегатов с
малыми R3",когда в результате, например, неправильной установ-
ки ответвлений обмоток или разброса параметров преобразова-
тельных трансформаторов неравномерность распределения токов
может стать существенной и вызовет заметные дополнительные
потери мощности.
Дополнительные потери мощности в преобразовательных тран-
сформаторах, вызванные неравномерностью распределения тока
нагрузки,
ДДд = (ДРк1 — Д^кг) Id kld/(21dvs) +
+ (ДР К1 4* ДР кг) I (4/dir), (19)
где ДРК1 и ДРк2 — потери к. з. в преобразовательных трансформато"
рах. В случае когда ДРК1~ ДРк2=ДРк, потери ДРд=0,5ДРк Д/^/Ллт.
Если эквивалентное сопротивление Рэ" изменяется в пределах
от 0,05 до 0,1 Ом, дополнительные потери мощности ДРд вызыва-
ются главным образом разностью расчетных средних значений
выпрямленного напряжения холостого хода и при 50 В <.UdOt—
—Р<го2<1ОО В находятся в пределах от нескольких единиц
(Яэ" «0,1 Ом) до 20 кВт (при Рэ" «0,05 Ом). Причем эти потери
не зависят от тока и подобно потерям холостого хода возникают
при работе двух агрегатов под нагрузкой.
Неравномерность распределения тока нагрузки существенно
возрастает при параллельной работе преобразовательных агрега-
тов, у которых искусственно обеспечивают с помощью регулирова-
ния независимость выходного напряжения от тока нагрузки (гори-
зонтальная внешняя характеристика) или осуществляют встречное
регулирование для увеличения зоны приема избыточных токов
рекуперации или для увеличения в тяговом режиме напряжения
на токоприемнике электровоза (падающая или поднимающаяся с
ростом тока внешняя характеристика).
В случае параллельной работы двух инверторов, оборудован-
ных схемами компаундирования или регуляторами напряжения
СР (см. рис. 14,6), обеспечивающими понижение выходного на-
пряжения на ДПр при увеличении нагрузки по закону Д£/р=
=KpIda, где кР — коэффициент передачи регулятора, Ом, разность
токов нагрузки
Д г UdH (^эир2 ^эир1) (2/?эи + /?ЭИр2) COS Pol -|-
°эир1 °эир2 4~
+ UdOH2 (2^эи + /?ЭИР1) COS Р02
+ *эи (^эир1 4- ^эирг)
В этом выражении эквивалентное сопротивление А?эир соответ-
ствует разности составляющей эквивалентного сопротивления агре-
гата Язи и коэффициента кр.
Уменьшение наклонов внешних характеристик инверторов, т. е.
уменьшение /?эИР1 и /?эир2 (см. рис. 13, б), приводит к появлению
значительной неравномерности, а при горизонтальных характеристи-
ках, т. е. при А*эир1 = /?эиР2 = 0, уже и к неопределенности распре-
деления нагрузки (знаменатель выражения для ДД/ становится рав-
ным нулю). Дальнейшее уменьшение /?эИ₽ (/?эир<0) сопровождается
возникновением и статической неустойчивости в распределении на-
грузки. Очевидно, что статически устойчивым распределение
нагрузки между агрегатами будет лишь в том случае, когда про-
извольное изменение нагрузки какого-либо агрегата вызовет из-
менение его выходного напряжения, направленное на восстанов-
ление прежней нагрузки.
При падающих внешних характеристиках инверторов увеличе-
ние нагрузки, например второго агрегата, приводит к уменьшению
его выходного напряжения. В результате он берет все большую
часть нагрузки подстанции на себя, в то время как у первого агре-
гата вследствие уменьшения его нагрузки увеличивается выходное
напряжение, что приводит к еще большему уменьшению нагрузки.
Это и вызывает статическую неустойчивость параллельной работы
подобных агрегатов.
Вследствие статической неустойчивости не удается полностью
использовать нагрузочную способность агрегатов с регулирова-
нием напряжения, значительно увеличиваются дополнительные
потери, требуется применять устройства, выравнивающие нагрузки
А агрегатов.
Существуют два вида таких устройств: одни только придают
устойчивость распределению нагрузки, другие, кроме того, позво-
ляют осуществлять равномерное, а также заданное ее распреде-
ление. Наиболее эффективны устройства второго типа, выявляю-
щие отклонение регулируемой величины от заданного значения
(фактического тока нагрузки каждого агрегата от требуемого,
например приходящегося на один агрегат IdfN при равномерном
распределении нагрузки подстанции) и затем воздействующие на
блок управления напряжением каждого агрегата таким образом,
Рис- 16. Структурная схема канала
регулирования i-го агрегата
что это отклонение уменьшается.
Так как агрегаты имеют еще и
схемы компаундирования СК
внешних характеристик, то об-
разованная таким образом сис-
тема автоматического регулиро-
вания (САР) является комбини-
рованной, т. е. имеет разомкну-
тый канал регулирования по воз-
мущению (току нагрузки) и ка-
нал обратной связи в виде замк-
нутой системы регулирования то-
ка по его отклонению от требуе-
мого значения — корректирую-
щее устройство КУ (рис. 16')'.
32
Для КУ необходимо вы-
брать постоянную времени Гу
н коэффициент передачи, от
соотношения которых зависит
характер переходных процес-
сов, устойчивость и точность
регулирования распределения
нагрузки. Выбор этих пара-
метров КУ осуществляется ме-
тодами линейной теории авто-
матического регулирования.
Основные звенья САР:
объект регулирования (вен-
тильный преобразователь
ВП); автоматический регу-
лятор, содержащий схему
компаундирования СК, кор-
ректирующее КУ и исполни-
тельное ИС устройства.
Большее по сравнению с
периодом питающего напря-
жения время переходного
процесса в САР позволяет
представить ВП как безынер-
Рис- 17. Кривые границы D-разбиения
при горизонтальных внешних характе-
ристиках, определяющие область
варьируемых параметров корректиру-
ющего устройства, при которых рас-
пределение нагрузки устойчиво
ционное усилительное звено, а его индуктивность и актив-
ное сопротивление учесть в электромагнитной постоянной времени
силовой цепи преобразователя Ти и коэффициенте передачи кп-
Также с достаточной точностью звеньями 1-го порядка представ-
ляют и СК, КУ, ИС с соответствующими постоянными времени и
коэффициентами передачи Тск, кск; Ту, ку и То, к0.
При полной компенсации влияния нагрузки на выходное на-
пряжение агрегата (горизонтальная внешняя характеристика) ко-
эффициент передачи регулятора должен быть численно равен
эквивалентному сопротивлению агрегата, т. е. кр = кокск—Кэ\=
= R& Область варьируемых параметров КУ (рис. 17), при кото-
рых распределение нагрузки устойчиво, заключена между осями
координат и кривой. При выходе какой-либо точки за кривую,
например при увеличении коэффициента усиления КУ, распреде-
ление нагрузки становится динамически неустойчивым (незатуха-
ющие колебания нагрузки подстанции между агрегатами).
От величины коэффициента усиления корректирующего устрой-
ства зависит и точность распределения нагрузки. Задаваясь тре-
буемой точностью At (%) при известном разбросе расчетных зна-
чений напряжения холостого хода преобразователей, найдем не-
обходимый коэффициент усиления
^(UdOJ-udOs) к
^=2-----------100--------2-е
KoNIdl^ К0«п
(20)
2—6015
33
Зная требуемое значение ку, .можно найти по рис. 17 постоян-
ную времени корректирующего устройства Ту, при которой регу-
лирование распределения нагрузки будет устойчивым.
В случае существенных нелинейностей звеньев САР выбор па-
раметров необходимо производить с помощью моделирования на
аналоговых вычислительных машинах, позволяющих проследить
влияние нелинейностей на устойчивость, точность и характер пе-
реходных процессов.
Наиболее оптимальна система с корректирующим устройством,
обладающим малой постоянной времени (менее 0,1 с) при нали-
чии зоны нечувствительности регулирования. Относительно невы-
сокая точность регулирования по сравнению с точностью в системе
без зоны нечувствительности не является существенным недостат-
ком, так как при параллельной работе преобразовательных агре-
гатов тяговых подстанций разница в токах нагрузки 7- -8% не
вызывает значительного увеличения потерь мощности и уменьше-
ния нагрузочной способности подстанции. В корректирующем
устройстве с зоной нечувствительности возможно применять типо-
вые элементы с релейной характеристикой вместо усилителей по-
стоянного тока.
5. ТОК КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ
С ростом тока нагрузки увеличивается угол ком-
мутации и изменяется форма выпрямленного напряжения; при то- .
ке 1,а угол коммутации у становится равным л/З (рис. 18, а). С. ,
этого момента внешняя характеристика преобразовательного агре- Л'
гата перестает быть прямолинейной и приобретает вид эллипса./
Начинают постоянно работать три группы вентилей (например/
фаз al, с2, ЬЗ; с2, ЬЗ, а4 и т. д.), продолжительность работы груп-
пы вентилей % равна л. При токах, больших 1,р угол у остается
равным л/З, но изменяется момент вступления вентилей в работу:
появляется угол задержки ав, который изменяется с изменением
тока (рис. 18, б).
Наклон прямолинейного участка внешней характеристики прак-
тически не зависит от индуктивного сопротивления Xd цепи вы-
прямленного тока; при токах, больших fa, на форму характери-
стики начинает влиять значение Xd (рис. 19, а). При наличии угла
задержки ав и А,; = оо (см. рис. 18, б);
~/3+<хв _ _
Ud=~,3 j* cos u>tdwt — ^-772<t>cos(aB+ "-V,
“в
/d = 222£^_[cosaB —cos[^- +aB')l =_ИУ?Ф_ sin (aB +
££> \ о 'j z* ' о /
Таким образом,
Г ud I2 / ld V 9V2'f7 l/i ^Z2
—----------- + -7—-— = 1 I/ 1 -772--
I 912 /(4тс)г/2Ф J ' iGUtblZ’ 4“- » 2ф
34
Рис- 18. Кривые выпрямленного напряжения н токов при различных углах ком-
мутации (Ха = °°)
Для этого же участка внешней характеристики при Xd = 0
Ud = 9 Г2 / (4к) и2ф / l-(-/6)2^Z2/(2t/^).
Значение тока Id, при котором начинают постоянно рабо-
тать вентили трех фаз, находят из уравнения для определения уг-
ла коммутации или из уравнений прямолинейного и криволиней-
ного участков внешней характеристики. При Xd — oo и Ad=0 со-
ответственно:
Id = V$Uw/(2Z)~ 1,22£/2ф/Д
и
U'd = 9 Кб / (8к) 0,8767/2ф;
Id ~ 0,9U2d,/Z и Ud ~ 0,9567/2Ф.
Ток короткого замыкания возникает при замыкании между кон-
тактным проводом и рельсом непосредственно или через дугу. На-
ибольшего значения ток к. з. достигает при замыкании плюсовой
и. минусовой шип подстанции. В этом случае также работают по
три группы вентилей, но в отдельные небольшие промежутки вре-
мени возможна одновременная работа четырех групп (например,
фаз al, с2, ЬЗ; al, с2, ЬЗ, а4; с2, ЬЗ, а4; с2, ЬЗ, а4, с5 и т. д.),
2* 35
Рис. 19. Внешние характеристики преобразовательного агрегата (а) и ток
к. з. трех групп вентилей при X ,1 = 0(6)
При этом Uu = 0 и установившееся максимальное значение тока
к. з. для схемы две обратные звезды с уравнительным реактором:
1'кт. ~ ]/б и2ф/Т ~ 2,46(72ф/£ при Xd = oo;
/ю = 6 /2 и2ф/(г.г) ~ 2,7 U^/Z при Xd = 0.
Значение /к'т, подсчитанное для Xd=0,B 1,1 раза больше и
наиболее близко к действительным значениям установившегося
тока к. з. Максимальный ток к. з. можно найти, не пользуясь вы-
ражениями для Ud- Так, в случае Х,; = оо выпрямленное напря-
жение Ud принимает положительные и отрицательные значения
(см. штриховую кривую, рис. 18, б), при этом
Ud — Q и 2 —2 2Z sin 6 — 2Z .
При Ad = 0, если не учитывать одновременной работы четырех
групп вентилей, ток к. з. представляет собой как бы сумму поло-
жительных полуволн синусоид с амплитудами Im=^2lJ2$IZ. Для
токов одной звезды (рис. 19, б)
г' 2~/3 гг
К V л., 7«
г./З
т. е. получаем такие же значения тока к. з., как и из выражений
внешних характеристик при условии (7^ = 0.
Максимальный ток к. з. зависит от мощности к. з. на шинах
переменного тока, мощности одновременно работающих понизи-
тельных трансформаторов и суммарной мощности преобразова-
тельных трансформаторов агрегата. Установившееся максималь-
ное значение тока к. з. рекомендуется определять по формуле
j' __ ______________9^ • 10_________________(21)
™ ~ wcx^*[I/(10SK) + MK'/(n'SnT) + MK/(nST1)]
36
или
/--ФФ' (21а)
Величину Z — ]/7?2 + (®Z-)2 рассчи-
тывают, зная параметры питающей
сети и трансформаторов. Имея Z, или
А? и X — u>L, определяют 1Кт (рис. 20).
Если принять Z — X, то X можно най-
ти, построив внешнюю характеристи-
ку выпрямителя в области рабочих
токов. Взяв значения Ud и ^Лдля] токов
и 4, больших 150 -200 А,'получим
U'd-U'd
^<yd-u'd}
“W~'d)
(22)
После noflCTaHOBKnZ = X, ки =1,1,
f/гф и ксх в выражение (21 а) получим
hm^2-W{l'd~Idy.(Ud-~U'd'). (23)
Рис- 20. Зависимости устано-
вившего тока к. з. от сопро-
тивлений R и X
Полученное значение максимально-
го тока к. з. будет больше действи-
тельного, поскольку при расчетах не
учитывалось активное сопротивление цепи, которое снижает ток
к. з. Чем больше мощность агрегата и питающей системы пере-
менного тока, тем больше будет ошибка (в сторону завышения).
Амплитуда тока к. з. в первый момент зависит от индуктивно-
сти Ld в цепи выпрямленного тока. При наличии индуктивности
ток к. з. плавно достигает установившегося значения, а при ее от-
сутствии отмечается вначале всплеск тока, потом он уменьшается
до установившегося значения. В обоих случаях установившиеся
значения тока к. з. примерно одинаковы, а всплеск тока (удар-
ный ток) в 1,2—1,5 раза больше Гкт,
Амплитуда и продолжительность тока зависят от момента возникновения
к. з. и числа работающих групп вентилей фаз. Короткое замыкание может про-
изойти в любой момент: при работе групп вентилей как двух фаз (интервал
б - в, рис. 21, а и б), так и трех (интервал а—б). Если выпрямитель выполнен
па управляемых вентилях, можно снять управляющие импульсы и уменьшить
число групп вентилей фаз, участвующих в питании места к. з. Чем их меньше,
гем меньше продолжительность результирующей э. д. с. Ud (рис. 21, в) и ток
К. з.
Предположим, что к. з. возникло, когда в работе находились вентили трех
фаз, например Ь6, al и с2. Если спять импульсы управления до момента вступ-
ления в работу вентилей фазы ЬЗ, то вследствие к. з. время коммутации тока
увеличится, но коммутация завершится и будут продолжать работать только
вентили фаз al и с2. При этом ток к. з. будет наименьшим (кривая 1,
37
Рис- 21. Кривые напряжений и токов при коротких замыканиях
рис. 21, г). Если импульсы снять позже, в работу успеет вступить группа венти-
лей фазы ЬЗ, ток к. з. возрастает (кривая 2, рис. 21, г),
Для схемы две обратные звезды с уравнительным реактором при к. з. во
время коммутации тока (интервал 0,—0з, см. рис. 212, г) имеем
гкз = + (3 У2'^2ф/(42>) |cos (“^ — 4'1 + '-fo)"~cos (41 ?о) |,
где /о —- ток нагрузки, при котором происходит короткое замыкание; фо—угол,
определяющий момент ц2 возникновения к. з. и начало отсчета времени t:
= 41 arctga>Z.i//?:;
Ц = (3/8) (£д + L^n' + LT/n) + Ld, = (3/8) (/?, + /?пт/п' + RT/n) + Rd
38
Полученное уравнение справедливо для периода одновременной работы
групп вентилей трех фаз, например Ь6, al и с2, которая продолжается до тех
пор, пока не закончится коммутация тока с вентилей фазы Ь6 па вентили фазы
с2. В момент fl's окончания коммутации (см. рис. 21, г) токи через вентили фаз
al и с2 равны: i’i = i2 = 0,5 zK3; кроме того, ток i2 равен току коммутации,
определяемому как
1к ~ Уб [1 — cos (o>Z ~|~ ?о)].
Таким образом, время одновременной работы вентилей трех фаз (<р,—
- фо): <о (см. рис. 21, г) находят из условия 2zK = z'3. После окончания работы
вентилей трех фаз остаются в работе вентили двух фаз (в рассматриваемом
случае al, с2), при этом ток к. з. (отсчет времени от момента <pi/<o)
ZK3 zoi e-Z/T’ + [sin (<at "* ~/3 "* tfJ ~ "* sin - - ¥1) e-z/T!],
где /01 — значение тока zj.3 при t — (<fi — <р0)/ы;
T2 — L2/R.2, 4 2 = arctg aL2/R2\
Li == 0,5 (L л Lm / n Lt I n) Ltf R2 — 0,5 (/?л "4" Rm/ 4~ Rt/4“ Rd •
Если управляющие импульсы будут сняты с задержкой, в работу вступит
группа вентилей фазы ЬЗ, когда э. д. с. этой фазы станет равной напряжению
фазы al. Вследствие снижения напряжения фазы al, вызванного током 0,5z^3 ,
вентили фазы ЬЗ вступают в работу не в момент равенства фазных напряжений
(точка 0, см. рис. 21, г), а несколько раньше. Угол <р2, который определяет мо-
мент f>2 вступления в работу вентилей фазы ЬЗ, находят из условия
1 ( ^пт
И1— 2-^-л+ п, + п-) dt ~ и3
В тенечке времени (ср3—<р:!): а> одновременно работают группы вентилей
фаз al, с2, ЬЗ и ток к. з. (отсчет времени от <р2/ы)
‘кз ~ Л)2 е t/T' + 3 У2 £/2ф/(4£1) [sin + ’t/б + <р2 — 4'1)4-
+ sin (^т — г./6 — <р2) е_//т'],
где /02 — значение тока z'3 при t = ( ?2—
Интервал одновременной работы трех групп вентилей ( <р3— <р2) : ш находят из
равенства z2 = z’3 = 0,5z^1. Ток z’3 определяют как
4> = 4 (4131-/о2е~^Т)-1/б^2ф/(22)[со5И + т2 + «/6--^)-
— cos (Г/6 + ?2 — <?) е~//т ],
где
Z-л 4" ^пт/Л7 Ьт/!П
т = Ял + Rm/п’ + Rt/п и 4 = arctg .
Начиная с момента времени <р3/о> (точка -f>3, см. рис. 21, г), работать будут
группы вентилей двух фаз с2 и ЬЗ. При этом
'кз = Аэз е Z/ ! + Уб U2ф/(222) [sin (at + <рз — ф2) + sin (фз — y3) e~z/T!],
где /03 — значение тока 1*.]3 при ^ = ( ?3—
39
Рис. 22. Ток короткого замыкания при работе групп вентилей двух (а), трех
(б) и четырех (в) фаз в случае £72ф = 3020 В, 70 — 3000 А
Полученные уравнения пригодны также и для трехфазиой мостовой схемы
выпрямления, но вместо £72ф надо подставлять 2£72ф- Они позволяют определить
ток к. з. при работе групп вентилей двух, а также трех фаз. Границы интерва-
лов времени, для которых применимы эти уравнения, находят в соответствии с
изложенной методикой. Начало каждого интервала служит началом отсчета
времени, а значение тока к. з. в конце интервала представляет собой началь-
ное значение тока для расчета процесса в следующем интервале.
Если в питании места к. з. участвуют группы вентилей нескольких фаз,
амплитуда тока практически не зависит от мощности к. з„ числа и мощности
работающих понизительных трансформаторов и преобразовательных агрегатов,
а обусловлена общей индуктивностью цепи Ld (рнс- 22); при коротком замы-
кании между плюсовой и минусовой шинами подстанции ток определяется ин-
дуктивностью сглаживающих реакторов Ер.
6. ОПРОКИДЫВАНИЕ ИНВЕРТОРА
Для инвертора короткие замыкания между плюсо-
вым и минусовым выводами не опасны. Ток к. з. в цепи инверто-
ра и во внешней цепи (параллельно работающие выпрямители и
40
рекуперирующие электровозы) появляется во время опрокидыва-
ний. Причина опрокидывания — нарушение нормальных комму-
таций тока. Наиболее характерны опрокидывания, вызванные ис-
чезновением или заметным уменьшением противо-э. д. с. инвертора,
внеочередным вступлением в работу группы противофазных вен-
тилей из-за появления помех в цепях управления, снятием им-
пульсов управления с вентилей одной из фаз, случайным пропус-
ком отдельных импульсов управления, неисправностями элемен-
тов цепи управления.
При исчезновении или заметном уменьшении противо-э. д. с.
инвертора полностью нарушаются коммутации тока, через вен-
тили инвертора и обмотки преобразовательного трансформатора
начинает проходить ток к. з.
Рассмотрим опрокидывание инвертора, собранного по схеме
две обратные звезды с уравнительным реактором, вызванное вне-
очередным вступлением в работу противофазной группы вентилей.
Предположим, что до момента йз (рис. 23, а) происходила нор-
мальная коммутация токов вентилей и инвертор нормально рабо-
тал. Пусть в момент й'1, когда ток переходит с вентилей фазы с5
на вентили фазы al, вступают в работу по каким-либо причинам
вентили фазы а4. Так как ток фазы Ь6 коммутируется на
фазу а4. В работе остаются вентили фаз al и а4, противо-э. д. с.
Рис. 23. Кривые противо-э. д- с. инвертора (заштрихованные участки сину-
соид) и токов вентилей при опрокидывании вследствие вступления в работу
противофазной группы вентилей
41
инвертора уменьшается до пуля и инвертор опрокидывается. Ток
йи возрастает и начинает проходить через противофазные венти-
ли и обмотки преобразовательного трансформатора. Под действи-
ем разности э. д. с. и4—U\ ток й в цепи вентилей фазы al умень-
шается, а ток й ш цепи вентилей фазы а4 увеличивается; сумма
токов й+й остается равной возрастающему в цепи инвертора то-
ку йи- При открытии вентилей фазы с2 (момент Аг) каких-либо
изменений не произойдет: «г<«4 и коммутации тока не будет.
В контуре вентилей фаз а4 и а! проходит ток iyp, ограничен-
ный индуктивностями сети и рассеяния трансформатора, индуктив-
ностью уравнительного реактора. Ток iyp направлен противопо-
ложно току i’i, поэтому ток й может уменьшиться до нуля (зави-
сит от индуктивности уравнительного реактора и реактора в цепи
инвертора). При уменьшении тока й ДО нуля (момент О') ток й
становится равным йи," после этого ток опрокидывания начинает
проходить через одну половину обмотки уравнительного реактора,
вентильную обмотку трансформатора и вентили фазы а4. В кон-
туре действует сумма внешней э. д. с. и э. д. с. щ; ток йи продол-
жает нарастать. В моменты Фз и &4, когда будут открыты вентили
фаз ЬЗ и а4, токи й и id„ не изменятся.
Если в цепь инвертора включена' большая индуктивность, ток
йи может не достичь уставки быстродействующих выключателей н
инвертор «втянется» в нормальную работу. Этот процесс начина-
ется с момента 1Э5 открытия вентилей фазы с5. Когда открывают-
ся вентили фазы с5, под действием разности э. д. с. и5—«4, ток
К в их цепях возрастает, а ток й вентилей фазы а4 уменьшится.
В момент дб подаются импульсы управления на вентили фазы Ь6
и начинается коммутация тока на них с вентилей фазы а4. В те-
чение времени от момента &6 ДО в работе находятся вентили
фаз а4, с5 и Ь6. С момента работают вентили фаз с5 и Ь6;
при этом ток й уменьшается, а ток й увеличивается. В момент
&7 открываются вентили фазы al, и ток с вентилей фазы с5 пе-
реходит на вентили фазы al, в последующий момент откроются
вентили фазы с2 и произойдет коммутация тока с вентилей фазы
Ь6 на вентили фазы с2 и т. д.
В момент О' ток 1\ может не уменьшиться до нуля, т. е. может
не произойти коммутация тока с вентилей фазы al на вентили
фазы а4. В этом случае в момент Оз (рис. 23, б), когда подаются
импульсы управления на вентили фазы ЬЗ, происходит коммута-
ция тока с вентилей фазы al на вентили фазы ЬЗ. В момент О4
подаются импульсы управления на вентили фазы а4. Ток продол-
жает проходить через вентили фаз ЬЗ и а4. С момента О5, когда
ток с вентилей фазы ЬЗ коммутирует на вентили фазы с5, могут
восстановиться нормальные коммутации тока и инвертор «втянет-
ся» в нормальную работу.
Ток через инвертор и токи вентилей при опрокидывании вслед-
ствие внеочередного вступления в работу противофазной группы
вентилей находят для каждого интервала времени отдельно.
42
Рис. 24. Кривые противо-э. д. с. и токов вентилей инвертора при опрокиды-
вании
Если импульсы управления снимаются с одной из фаз, «втя-
гивание» инвертора в нормальную работу исключено и он будет
отключен быстродействующими выключателями. Снятие импуль-
сов управления с группы вентилей нечетной фазы приводит к пол-
ному нарушению коммутаций тока между фазами прямой звезды,
а с группы вентилей четной фазы — к нарушению коммутаций
тока в обратной звезде. Ток опрокидывания будет проходить че-
рез фазу, с которой он должен был коммутировать, и через неко-
торые фазы другой звезды. Противо-э. д. с. инвертора в этом слу-
чае знакопеременная.
К опрокидыванию инвертора может привести пропуск Импуль-
сов управления в режиме непрерывного тока. Предположим, что
до момента Oj (рис. 24, а) инвертор нормально работал. Пусть в
момент ’0'1, когда должны вступить в работу вентили фазы al, на
них не подаются импульсы управления. Тогда до открытия вен-
тилей фазы с2 (момент Ф2) в работе остаются вентили фаз с5 и
Ь6. При открытии вентилей фазы с2 произойдет коммутация тока
на них с вентилей фазы Ь6; ток начнет проходить через вентили
фаз с5 и с2. Очевидно, процесс нарастания тока в цепи инвертора
от момента tb аналогичен рассмотренному (см. рис. 23, а).
Если в цепь включена достаточно большая индуктивность, ин-
вертор «втянется» в нормальную работу. Однако условия «втяги-
вания» будут несколько тяжелее, так как ток в цепи инвертора
начнет нарастать раньше (с момента см. рис. 24, а) и к мо-
менту начала прохождения тока через противофазные группы вен-
тилей достигнет большего значения. При пропуске импульсов
43
управления вентилей одной фазы в течение нескольких периодов
подряд индуктивность нс помогает и инвертор опрокидывается.
В случае определенных параметров уравнительного реактора
возможен режим прерывистого тока (для токов в несколько со-
тен ампер), при котором в течение небольших интервалов време-
ни ток idn проходит через вентили и вентильную обмотку фазы од-
ной звезды трансформатора, как в обычной шестифазной схеме.
Предположим, например, что ток i6 вентилей фазы Ь6 к моменту
О'! возрастает до 1аи, а ток 15 вентилей фазы с5 спадает до нуля
(рис. 24, б); в момент От по каким-либо причинам происходит
пропуск импульсов управления вентилей фазы al. Если вентили
фазы al не вступят в работу, ток tdH будет продолжать проходить
через вентили фазы Ь6; под влиянием э. д. с. и6 ток t6 несколько
уменьшится (интервал $i—Ф2). В момент ft2 откроются вентили
фазы с2 и произойдет коммутация тока с вентилей фазы Ь6 на
вентили фазы с2; ток ida будет проходить через вентили фазы с2
и под действием разности э. д. с. йа.—u2 возрастать (интервал
02—Фз). В момент 1Э3 вступят в работу вентили фазы ЬЗ; начнет-
ся коммутация тока между вентилями фаз с2 и ЬЗ, которые под-
соединены к вентильным обмоткам различных звезд. Ток 12 умень-
шится, а ток 13 увеличится (интервал &з—th). К моменту &4 вступ-
ления в работу вентилей фазы а4 токи 12 и i3 станут примерно
равными и начнется нормальная работа инвертора.
Таким образом, случайный пропуск импульсов управления в
режиме прерывистого тока не вызывает опрокидывания инвертора,
несмотря на отсутствие в его цепи большой индуктивности.
Если для управления вентилями использовать одиночные им-
пульсы небольшой продолжительности, то в режиме прерывистого
тока возможно возрастание токов отдельных вентилей. Пусть в
момент V>i (рис. 24, в) ток й спадет до пуля. Так как на вентили
фаз подается один управляющий импульс, в момент th прекратят
работу вентили фазы Ь6 и вступят.в работу вентили фазы al. Ток
ii через вентили фазы al начнет возрастать и может превысить
начальный ток нагрузки. Ток й будет возрастать до вступления в
работу вентилей фазы с2 (до момента fts). С момента t>2 начнется
коммутация тока с вентилей фазы al на вентили фазы с2. Токи че-
рез вентили отдельных фаз начнут уменьшаться, но некоторое вре-
мя токи будут одновременно проходить по обеим обмоткам урав-
нительного реактора. Как только ток станет прерывистым, снова
начнет возрастать ток вентилей фаз. Наблюдается своеобразный
переходный процесс в цепи, сопровождающийся возрастанием и
уменьшением тока инвертора. Амплитуда появляющегося тока
зависит от индуктивности цепи инвертора. При малых индуктивно-
стях (до 10 мГ) она может стать значительной и вызвать нару-
шение работы инвертора.
В инверторе, выполненном по трехфазной схеме, возможны од-
нофазные и двухфазные опрокидывания. Однофазное опрокиды-
вание возникает в моменты очередной коммутации тока, при
этом ток проходит через вентили инвертора, минуя обмотки
44
трансформатора. Двухфазное опрокидывание может возникнуть
при больших токах из-за недостаточности угла опережения, ток
в этом случае проходит через группы вентилей и обмотки транс-
форматора двух фаз.
Случайный пропуск импульсов управления вентилей инверто-
ра, собранного по трехфазной мостовой схеме, не вызывает его
опрокидывания, если в цепь включен реактор большой индук-
тивности (несколько десятков миллигенри); если пропуск им-
пульсов управления происходит в течение нескольких периодов
подряд, реактор не помогает и инвертор опрокидывается.
Процесс «втягивания» инвертора в работу при опрокидывании
в момент очередной коммутации характеризуют кривые рис. 24, г,
построенные в предположении, что опрокидывание произошло на
вентилях фазы с5. Опрокидывание возникает в момент 01, ког-
да начинается коммутация тока с вентилей фазы Ь6 на с2. Так
как у группы вентилей фазы с5 потенциал анода выше, чем у
группы вентилей фазы al, то ток в фазе al спадает до нуля, а в
фазе с5 возрастает. До момента ток к. з. проходит через вен-
тили фаз с2 и с5. Дальнейшее развитие процесса зависит от того,
в какой степени будет ограничено нарастание тока реактором.
Если амплитуда тока будет такой, что смогут произойти коммута-
ции тока с вентилей фазы с2 па вентили фазы а4 (интервал
О2—Оз, соответствующий углу 74), с а4 на Ь6 (интервал О4—О5,
угол уе) и с с5 на al (интервал Об—О7, угол yi), то опрокиды-
вание самоликвидируется и инвертор «втянется» в нормальную
работу. Для этого необходимо, чтобы ток к. з. был меньше тока
коммутации и соблюдалось условие р—у>6.
«Втягивание» инвертора в нормальную работу также возмож-
но при включении в его цепь резистора сопротивлением R. При
этом должно быть соблюдено условие
8 р - т = arccos Г cos р + 2а>^и 1 • (24)
L (а6/И + г?) С/2фи J
Чем больше 7?с/и4-7?, тем меньше ток к. з. и тем легче инвер-
тору «втянуться» в нормальную работу. «Втягивание» инвертора
может произойти как при постоянном включении резистора, так
и при кратковременном введении его в цепь инвертора.
Система управления инвертором выполнена таким образом,
что группы тиристоров каждой фазы управляются двумя импуль-
сами, сдвинутыми на л/3, при этом первые импульсы управления
каждой пары противофазных групп тиристоров формируются об-
щим элементом. Эти импульсы поступают на первичные обмотки
соответствующих изолирующих трансформаторов, на вторичных
обмотках которых при этом образуются парные импульсы управ-
ления тиристорами фаз. Неисправности в цепи управления мо-
гут привести к исчезновению импульсов управления: первого и
второго для вентилей соседних фаз (рис. 25, а); обоих импульсов
для вентилей одной из фаз, а также второго и первого для вен-
тилей соседних фаз (рис. 25, б); второго и первого для вентилей
45
Й? .U-ц ILS Иг U, U? Иц 11g Иг Ug Иг us цг
Рис. 25. Импульсы управления при отказах системы их формирования и кривые иротиво-э. д. с. инвертора, вы-
полненного по схеме две обратные звезды с уравнительным реактором и’dn или по трехфазной мостовой схеме и"dll;
стрелками указаны моменты исчезновения импульсов управления
соседних и противоположных им фаз (рис. 25, в). Отмеченные не-
исправности системы управления сопровождаются опрокидыва-
ниями инвертора. Противо-э. д. с. инверторов, выполненных по
схеме две обратные звезды с уравнительным реактором и трех-
фазной мостовой схеме, показаны па том же рис. 25. Следует
отметить, что пропадание первого импульса управления вентилей
какой-либо фазы (см. рис. 25, а) аналогично снятию импульсов
управления с этой фазы, так как второй импульс управления по-
ступает в тот момент, когда анодное напряжение оказывается от-
рицательным по отношению к анодным напряжениям вентилей
работающих фаз.
Опрокидывания инвертора вызываются также понижениями
напряжения в сети переменного тока1, при этом уменьшается
противо-э. д. с. инвертора и увеличивается ток в его цепи. В
некоторых случаях' например при междуфазных коротких замы-
каниях в системе, которые происходят чаще других, понижение
напряжения сопровождается нарушением симметрии векторов
фаз. Поскольку система управления инвертора синхронизирована
с напряжением сети, нарушается и симметрия управляющих им-
пульсов, поступающих на тиристоры.
Вследствие нссимметрии фазных напряжений и управляющих
импульсов предельные токи для разных пар коммутирующих фаз
оказываются разными. Когда ток инвертора увеличится и достиг-
нет наименьшего из трех предельных значений, наступит опро-
кидывание. На процесс нарастания тока инвертора и на время
от момента его нарастания до момента опрокидывания влияют
степень понижения напряжения, эквивалентное внутреннее сопро-
тивление инвертора, параметры фильтра на входе цепей синхро-
низации и системы регулирования противо-э.д.с. инвертора. Ана-
лиз процессов в инверторе, связанных с понижением напряжения
в сети переменного тока, показывает, что устойчивость инвертора
в значительной мерс зависит от схемы синхронизации управля-
ющих импульсов относительно напряжения питающей сети пере-
менного тока. Синхронизация осуществляется различными спо-
собами. Импульсы управления могут быть сихронизированы с мо-
ментом перехода через пуль синусоид фазного напряжения,
опережающего рабочее, напряжения, обратного фазному напряже-
нию, отстающего от рабочего, и линейных или коммутирующих на-
пряжений. Наибольшей устойчивостью к несимметричным пони-
жениям напряжения питающей сети обладают инверторные аг-
регаты, у которых импульсы управления синхронизированы с
коммутирующим напряжением.
При несимметричном понижении напряжения векторы напря-
жений изменяются как по модулю, так и по направлению (рис.
26, а и б). Кривая противо-э. д. с. инвертора имеет период повто-
рения 180° и в каждом периоде между очередными коммутаци-
1 Работа инвертора в этом режиме описана инж. В. В. Руденским.
47
Рис. 26. Векторные диаграммы э. д. с. и кривые противо-э. д. с. ин-
вертора по трехфазной мостовой схеме при несимметричном понижении
напряжения в сети переменного тока для схем соединения обмоток
трансформатора звезда - - звезда (а) и треугольник — звезда (б); про-
тиво-э. д. с. и ток инвертора (в)
ями она описывается тремя участками синусоид, имеющими раз-
личные амплитуды и сдвинутыми друг относительно друга па не-
которые углы:
«/= sin (со/4- сру),
где U'jm — амплитуда напряжения (6Лт, U'^n, и'зт на рис. 26); ср7- —
начальное значение фазного угла каждой кривой напряжения (срь <р2;
ср3 на рис. 26).
Фазный угол, соответствующий времени от начала коммута-
ции до момента равенства напряжений двух коммутирующих
фаз, — это предельно допустимое значение угла коммутации
ynpj (ynPi, уПр2, ?прз на рис. 26), при котором еще не нарушается
коммутация тока. Ток инвертора, при котором наступает опро-
кидывание,
/пр/ = (U хк)(1 cos Тпр/)) (25)
где Лк=2Ли для мостовой схемы и XK=0,5XM для схемы две об-
ратные звезды с уравнительным реактором.
48
Если нс учитывать активных сопротивлений в цепи электро-
воз— инвертор, влияний коммутаций тока с фазы на фазу, то
к концу каждого непрерывного участка противо-э. д. с. инверто-
ра ток увеличивается на
»x7fei7rer-x^i-|“s'p>-cos(B' + 'p>)1’ (26)
где Еэ — э. д. с. рекуперирующего электровоза.
С учетом влияния коммутаций ток в конце каждого участка
непрерывной кривой противо-э. д. с. (рис. 26, в)
ijn = [1 —• 2Ск/(^к + <°/-г/и)] + ДО. (2^)
Пользуясь полученными формулами, можно определить ток
инвертора в конце любого интервала (рис. 27, а). Входящие в
формулы значения углов упр, cpj, 0j находят из диаграмм и кри-
вых (см. рис. 26); углы опережения Pi, р2 и рз определяются схе-
мами регулирования и синхронизации системы управления. На
устойчивость инвертора влияют степень и продолжительность
уменьшения напряжения. Опрокидывание инвертора произойдет,
если понижение напряжения в сети переменного тока настолько
велико и настолько продолжительно, что ток инвертора успеет
превысить значение /nPj. Например, для агрегата ВИПЭ-2УЗ
уменьшение одного из линейных напряжений до 30% («=0,3)
приведет к опрокидыванию инвертора через 10 мс, уменьшение его
до 50% — через 35 мс и до 70% — через НО мс (рис. 27, б).
Понижение напряжения в сети переменного тока вызывает
возрастание тока в цепи инвертора, но время достижения этим
током тока уставки быстродействующих выключателей составля-
Рис. 27. Токи инвертора при различных коэффициентах к снижения напряже-
ния в сети переменного тока (а) и зависимость времени до момента начала
опрокидывания от коэффициента к (б):
Л — момент начала понижения напряжения сети; Б — моменты начала опрокидывания
49
ет десятки миллисекунд. Это позволяет использовать устройства
защиты, отключающие инвертор до того, как ток в его цепи дос-
тигнет тока уставки быстродействующих выключателей.
7. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
Полупроводниковые преобразовательные агрега-
ты подвергаются воздействию атмосферных и коммутационных
перенапряжений, возникающих как в тяговой сети и питающих
линиях переменного тока, так и при включениях и отключениях
агрегата, включениях сглаживающего фильтра, отключениях то-
ков к. з. и опрокидываний.
Волны перенапряжений со стороны тяговой сети по фидерам
постоянного тока попадают на шины подстанции, к которым под-
ключены вентильные разрядники, сглаживающий фильтр, пре-
образовательные агрегаты. Вентильные разрядники ограничива-
ют перенапряжения до 8,5—9 кВ; сглаживающий фильтр изме-
няет форму волны и значительно уменьшает ее амплитуду. Ин-
дуктированные внешние перенапряжения ограничиваются емко-
стями сглаживающего фильтра настолько, что с их воздействи-
ем можно не считаться. Появившиеся между плюсовой шиной и
землей перенапряжения ит прикладываются к отдельным элемен-
там электрооборудования подстанции (сглаживающим реакто-
рам, вентильным обмоткам преобразовательного трансформато-
ра), вызывая перенапряжения иа-к между анодами и катодом аг-
регата. Па тяговых подстанциях с однозвенными сглаживающи-
ми фильтрами амплитуды перенапряжений иа-к не превышают
полуторакратных амплитуд ит, а в случае среза волны они мо-
гут достигать двойного значения напряжения среза или амплиту-
ды иш- На тяговых подстанциях с двухзвенными сглаживающи-
ми фильтрами иа-к<иш. В трехфазной мостовой схеме перена-
пряжения между анодами и катодом равны перенапряжениям па
вентильных обмотках, их амплитуды примерно в 2 раза меньше,
чем в схеме две обратные звезды с уравнительным реактором.
На анодные цепи преобразовательного агрегата воздействуют
также волны перенапряжений, возникающих в питающих лини-
ях переменного тока. Вследствие электрических и магнитных
связей между обмотками трансформатора происходит переход
волн с сетевых обмоток на вентильные. Появляющиеся перена-
пряжения зависят от амплитуды и крутизны падающей волны,
типа преобразовательного трансформатора, напряжения его се-
тевой обмотки, вида и параметров устройств защиты от пере-
напряжений на стороне питающей системы переменного тока и
от того, па обмотки каких фаз воздействует падающая волна.
При оценке перенапряжений можно считать, что отношение ампли-
туд воли на первичной и вторичной обмотках трансформато-
ра соответствует коэффициенту трансформации. Амплитуды пере-
напряжений могут достигать нескольких десятков киловольт.
50
Рис. 28. Перенапряжения между выводами вентильных об-
моток трансформатора н землей
Возможность появления в анодных цепях агрегатов перенапря-
жений значительных амплитуд подтверждают экспериментальные
исследования. При падении волн по всем трем фазам на сетевые
обмотки преобразовательного трансформатора возникающие пере-
напряжения между выводами вентильных обмоток и землей прак-
тически одинаковы (рис. 28, а). Они похожи по форме на пада-
ющую волну и с наложенными на нее колебаниями, амплитуда
их составляет 0,3—0,4 амплитуды падающей волны. В случае па-
дения волн по трем фазам па преобразовательный агрегат, соб-
ранный по схеме две обратные звезды с уравнительным реакто-
ром, амплитуды перенапряжений между анодами и катодом не
превышают 0,2 амплитуды падающей волны (рис. 28,6).
Значительно большие амплитуды перенапряжений будут при
попадании внешней волны на две или одну фазу преобразователь-
ного агрегата, когда появляются электромагнитная и электро-
статическая составляющие. При воздействии волн перенапряже-
ний на две фазы трансформатора, например на'фазы А и В, пе-
ренапряжения между выводами вентильных обмоток al, ЬЗ, с2
и землей практически равны нулю, а между выводами вентиль-
ных обмоток а4, Ь6, с5 и землей одинаковы (рис. 28, в). Контуры
ВС, подключенные параллельно вентилям или к вентильным об-
моткам трансформатора, уменьшают крутизну перенапряжений и
могут несколько увеличить их амплитуду (рис. 28, г). В случае
воздействия волны на одну фазу возникают такие же перенапря-
жения, как и при воздействии ес на две фазы. Перенапряжения
«а-к равны разности перенапряжений между выводами вентильных
обмоток противоположных фаз и землей; наибольшие их ампли-
туды составляют 0,5—0,7 амплитуды падающей волны.
51
Рис. 29. Перенапряжения на вентильных обмотках при включениях (а) и отклю-
чениях (б) масляным выключателем ненагружеииого преобразовательного транс-
форматора и вероятность появления при отключениях перенапряжений, больших
Uв, между выводами противофазных вентильных обмоток при С2ф = 3020 В (в)
Перенапряжения, возникающие при включении и отключении
преобразовательного агрегата, достигают наибольших значений,
если преобразовательный трансформатор не нагружен (рис. 29, а
и б). При включениях трансформатора па вентильных обмотках
появляются перенапряжения ив, амплитуды которых UB^
^1,5- 1,1у2£72ф (где коэффициент 1,1 учитывает возможность по-
вышения напряжения сети). При отключениях ненагруженного
трансформатора приблизительно половина запасенной в его об-
мотках электромагнитной энергии выделяется в дуге масляного
выключателя, а половина идет на повышение напряжений; амп-
литуды перенапряжений в этом случае UB2,0• 1,1 У2172ф.
В зависимости от принятой последовательности операций при
включениях и отключениях агрегата между анодами и катодом
возникают перенапряжения различных амплитуд. Если выпря-
митель, выполненный по схеме две обратные звезды с уравни-
тельным реактором отключают и включают масляным выключа-
телем (МВ) при отключенном быстродействующем выключателе
(БВ), то перенапряжения достигают 2(7В. Если же БВ включен,
то перенапряжения не превышают УЗUB. При отключениях и вклю-
чениях инвертора, собранного по схеме две обратные звезды с
уравнительным реактором, перенапряжения между анодами и ка-
тодом также достигают 2UB, а в случае трехфазпой мостовой схе-
мы пе превышают УЗ£7В.
Статистическая обработка экспериментальных данных пока-
зывает, что при включениях преобразовательного агрегата по схе-
ме две обратные звезды с уравнительным реактором с вероятно-
стью 0,4 амплитуды перенапряжений 1/а.к = 1,3- 1,1Уб^С72ф- Отклю-
чения масляным выключателем ненагруженного трансформатора
сопровождаются появлением между выводами вентильных обмо-
ток противоположных фаз перенапряжений с амплитудами до
19 кВ (рис. 29,6)’.
1 По данным исследований Е. Г. Боброва, Ю. В. Соболева.
52
Наибольшие амплитуды перенапряжений при включениях
сглаживающего фильтра на шинах подстанции появляются, если
нет нагрузки в тяговой сети. Включения однозвенного сглажива-
ющего фильтра сопровождаются появлением перенапряжений,
амплитуды которых почти в 2 раза превышают выпрямленное на-
пряжение, т. с. Um^2Udo- При двухзвенном сглаживающем фильт-
ре, когда последним включается емкостный контур, Um= (2,24-
4-2,8) Udo- Если нет нагрузки, то разряд конденсатора сглажива-
ющего фильтра происходит через сопротивления приборов и вре-
мя разряда составляет несколько секунд. Таким образом, пере-
напряжения па входе преобразователя на первом звене сглажива-
ющего фильтра имеют большую длительность и амплитуду до
2Udo, поэтому потенциал катода оказывается выше потенциалов
анодов и выпрямитель закрыт. Наибольшая амплитуда перенапря-
жений между анодом и катодом t/a.K =У2[72ф+^ш при схеме две
обратные звезды с уравнительным реактором (рис. 30, а, в и г) или
Ua-к =0,5(ПобР +ЙШ) при трехфазной мостовой схеме (рис.
30,6, в и 6). Здесь t/обр — амплитуда рабочего обратного напря-
жения. При схеме две обратные звезды с уравнительным реакто-
ром амплитуды перенапряжений будут больше, чем при трехфаз-
ной мостовой, однако относительное увеличение амплитуды обрат-
ного напряжения между анодом и катодом в обоих случаях будет
примерно одно и то же: соответственно ]/ 2[72ф+2Пйо»3,76 П2ф
(т. е. 1,53 Побр) и О,5(УбП2ф+2П<го) ~3,56 П2ф (т. е. 1,45 ПОбр)-
Во время статистических исследований перенапряжений при
подключениях к шинам сглаживающего фильтра зарегистрирова-
ны амплитуды перенапряжений между анодами и катодом преоб-
разователя, превышающие в 1,5 раза напряжения рабочих ре-
жимов.
Рис. 30. Схемы, поясняющие появление перенапряжений между анодами и ка-
тодом (а, б); перенапряжения на шинах подстанции (в) и между анодом и
катодом выпрямителя (г и д)
53
Пг-
Рис. 31. Напряжения на шинах под-
станции и на входе выпрямителя
при глухом коротком замыкании (и);
схема, поясняющая появление пере-
напряжении па входе инвертора (б),
п осциллограммы напряжения wa-к
и анодных токов ii, 1г, , ‘в при от-
ключении тока опрокидывания (в)
В процессе отключения токов к. з. на подстанциях с однозвен-
ными и двухзвенными сглаживающими фильтрами возникают
примерно одинаковые перенапряжения. Появляющиеся на конден-
саторах первого звена фильтра перенапряжения (амплитуды их
меньше Um) пли на втором звене сглаживающею фильтра рас-
пределяются между сглаживающим реактором и преобразователь-
ным агрегатом пропорционально и.х индуктивностям. Вследствие
того что во время отключения тока к. з. в работе участвуют вен--
тили трех, а потом двух фаз, по обеим ветвям уравнительного
реактора проходят одинаковые, но разнонаправленные токи и
индуктивность его мала. Поэтому практически перенапряжения на
обмотках уравнительного реактора не возникают и появляются на
вентильных обмотках. Перенапряжения ия.к при схеме две обрат-
ные звезды с уравнительным реактором примерно в 2 раза больше
перенапряжений на вентильной обмотке трансформатора ив. Это
объясняется тем, что перенапряжения ив вызывают почти такие
же перенапряжения на вентильных обмотках противоположных
фаз. Когда в работе участвуют, например, вентили фаз al и с2, то
перенапряжения возникают на вентильных обмотках фаз al и а4,
с2 и с5; на вентильных обмотках фаз ЬЗ и Ь6 перенапряжений не
будет.
51
После отключения тока к. з. выпрямитель, если отсутствует
нагрузка, окажется закрытым, так как напряжение иС\ па конден-
саторах первого звена будет больше э. д. с. выпрямителя. Напря-
жение на шинах подстанции изменяется аналогично напряжению
на входе выпрямителя (рис. 31, а); напряжения на конденсаторах
первого и второго звеньев сглаживающего фильтра уравниваются.
Перенапряжения между анодами и катодом выпрямителя опре-
деляются так же, как и при включении сглаживающего фильтра.
В процессе отключения токов к. з. возможны пробои конден-
саторов второго звена фильтра или перекрытия изоляции на сто-
роне выпрямленного напряжения. В случае применения выпрями-
теля на управляемых вентилях, который запирается при к. з. пу-
тем снятия управляющих импульсов, конденсаторы первого звена
сглаживающего фильтра оказываются подключенными к сглажи-
вающему реактору и возникающий переходный процесс сопровож-
дается появлением значительных перенапряжений (приблизитель-
но в 2 раза больших uCi).
Отключение инвертора при больших токах и токах опрокиды-
вания сопровождается появлением на вентильных обмотках тран-
сформатора иТг обмотке уравнительного реактора иУР, реакторах
цр (рис. 31, б) перенапряжений, имеющих полярность, обратную
по сравнению с рабочим напряжением u(i. Перенапряжения на
входах инверторов, собранных по трехфазной мостовой схеме и
схеме две обратные звезды с уравнительным реактором, можно
определить соответственно как
и'н = (ит + ир) ± ud„; Ui, = (uT + Up + iiyp) ± ud»,
где Ud„ . противо-э. д. с. инвертора в процессе отключения тока.
У инверторного агрегата, собранного по схеме две обратные
звезды с уравнительным реактором, возможно прохождение тока
через вентильные обмотки трансформатора в течение всего време-
ни отключения и через отдельные вентильные обмотки в течение
меньшего интервала. В нервом случае из-за относительно малого
значения индуктивности рассеяния фазы трансформатора в анод-
ных цепях перенапряжения практически не возникают. Амплитуда
перенапряжений на входе инвертора зависит от индуктивности
реактора, значения тока в момент начала отключения, времени
отключения и характера спада тока к нулю. Согласно расчетам
значения ил при £ри = 11 мГ достигают 9—10 кВ. Во втором случае
быстродействующие выключатели отключают ток, проходящий
через обмотку одной половины уравнительного реактора и вен-
тильную обмотку одной фазы преобразовательного трансформа-
тора. При этом ток г4 через фазу а.4 спадает до нуля (точка А на
рис. 31, в) раньше, чем ток через фазу al (точка В). В анодных
цепях инвертора могут возникнуть перенапряжения.
Амплитуды перенапряжений, появляющихся между анодом и
катодом, могут достигать значительных величин (табл. 1); необ-
ходимо принимать специальные меры для их ограничения. В анод-
55
Таблица 1
Причина возникновения перенапряже- ния Возможная крат- ность перенапря- жения Расчет амплитуды перенапря- жения** Значения ^а-к , кВ
на выпря- мителе 1 на инвер- торе
Включение преобразовательного агрегата в последовательности:
МВ, БВ 1,5 2-1,5-1,1 т'гглф 14,1 17,6
V3.1,5-1 ПУГ и2ф '6,1 7,6
БВ, МВ (выпрямительный режим) 1,5 ?3.1,5-1,1 ^2и,ф 12,2 “6,1 —
Отключение преобразовательного
агрегата при отсутствии конту- ров RC в последовательности:
БВ, МВ 2,0 2-2-1,1 У2и2ф 18,8 23,6
У3^2-1,1У 2 БГ2ф 8,2 10,2
МВ, БВ (выпрямительный режим) 2,0 У 3-2-1,1]/2"и2ф 16,3
8,2
Отключение преобразовательного агрегата при наличии контуров RC в последовательности:
БВ, МВ 1,3 2-1,3-1, 1У2СЛ>Ф 12,2 15,3
ТЗ-1,3-1,1 У2£72ф 5,3' 6,6
МВ, БВ (выпрямительный режим) 1,3 уз-1,31,1 У2^2ф 10,6
5,3
Включение сглаживающего фильтра при отсутствии нагрузки 1,53 3,76-1,1£72Ф* *2 12,5
1,45 3,56-1, 1£Л>Ф 5,9' —
Отключение тока к. з. (выпрями- 1,68 1, 1У2г/2ф+9,0 13,7
тельный режим) 1,60 0.5(1,1|бг/2ф+9,0) '6Л' —
Отключение тока опрокидывания 1,44 1,1У2£Л,ф+Ю,0 14,7
(инверторный режим) 1,49 0,5(1,1уб£Лф+Ю,0) — “7,6
Падение волн со стороны кон- тактной сети (подстанция с
однозвенным сглаживающим фильтром, срез волны) _18_ .—
Переход волн с сетевых на вентильные обмотки трансфор- матора (Uli = 10,5 кВ) 9
(0,5—0,7)42*3 21- -30
(0,25 —0,35)42 10- -15
*1 Амплитуды перенапряжений подсчитаны в предположении, что отсутствуют разрядники в
анодных цепях преобразовательных агрегатов. В числителях приведены значения для схемы две
обратные звезды с уравнительным реак.тором, в знаменателях — для трехфазной мостовой.
*2 Только для выпрямителя.
*3 Пробивное напряжение разрядника на рабочее напряжение 10,5 кВ.
56
ных цепях преобразовательных агрегатов устанавливают разряд-
ники и другие устройства, уменьшающие амплитуду и длитель-
ность перенапряжений. Поэтому в условиях эксплуатации ампли-
туды перенапряжений не превышают пробивного напряжения раз-
рядника или остающегося на нем напряжения. С помощью регист-
раторов зафиксированы в анодных цепях выпрямителей перена-
пряжения более 13,5 кВ, но менее 18 кВ; отмечены случаи срабаты-
вания анодных разрядников. В анодных цепях инверторов заре-
гистрированы такие же перенапряжения, а на входе инвертора
перенапряжения 9—10 кВ.
8. РЕГУЛИРОВАНИЕ
ВЫПРЯМЛЕННОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Регулирование выпрямленного напряжения приме-
няется для поддержания его на заданном уровне или изменения
по определенному закону в зависимости от весов и скоростей
поездов, взаимного расположения их на межподстапционной
зоне.
Повышение выпрямленного напряжения при регулировании
требует увеличения мощности преобразовательного агрегата, если,
конечно, не снижается его номинальный или предельный ток. По-
этому увеличивается мощность потерь, возрастают гармоники
напряжения на выходе агрегата. Чем меньше мощность питающей
системы переменного тока, тем большей мощности требуется агре-
гат с регулированием напряжения.
При регулировании выпрямленного напряжения необходимо
изменять фазное напряжение или эквивалентное сопротивление
агрегата. С этой целью применяют вольтодобавочные агрегаты,
бесконтактное регулирование фазных напряжений трансформато-
ров, компенсирующие устройства.
Вольтодобавочные агрегаты позволяют регулировать и стаби-
лизировать напряжение на шинах подстанции. Если требуется
уменьшить выпрямленное напряжение при малых нагрузках, то
вольтодобавочный агрегат должен работать в инверторном режи-
ме или в его анодную цепь следует ввести большую индуктивность.
В первом случае возрастают радиопомехи и приходится включать
радиопомехозащитные реакторы, во втором случае резко ухудша-
ются технико-экономические показатели.
Преобразовательные агрегаты с плавным бесконтактным регу-
лированием фазного напряжения также позволяют стабилизиро-
вать выпрямленное напряжение и снижать его при малых токах
нагрузки. Выбрав рациональный закон управления дросселями
насыщения, можно свести к минимуму дополнительные потери
электроэнергии, обусловленные регулированием напряжения.
Преобразовательные агрегаты с компенсирующими устройства-
ми повышают выпрямленное напряжение, но нс позволяют его
регулировать.
57
Рис. 32. Зависимости коэффициента к$ от эквивалентного сопротивления
при стабилизации выпрямленного напряжения на уровнях 3400 (1),
3600 (2), 3800 В (3) и изменении тока от 0 до 3000 (а) и до 4500 Л (б) в слу-
чае подключения вольтодобавочпого агрегата к шипам переменного тока
(сплошные кривые) и к тяговому трансформатору (штриховые)
В простейшем исполнении преобразовательный агрегат с регу-
лированием выпрямленного напряжения состоит из последова-
тельно соединенных основного нерегулируемого агрегата и регу-
лируемого вольтодобавочного, который подключают или к шинам
переменного тока или к вентильным обмоткам основного транс-
форматора. Во втором случае мощность агрегата остается преж-
ней, но увеличиваются потери напряжения.
Как показывают расчеты, применение регулируемых вольтодо-
бавочных агрегатов позволяет стабилизировать выпрямленное
напряжение на различных уровнях (рис. 32). Степень повышения
напряжения холостого хода характеризует коэффициент Кф, рав-
ный отношению действующих значений фазных напряжений и"2ф
вольтодобавочного и t7^0CH0BH0r0 трансформаторов.
При последовательном соединении нерегулируемого и регули-
руемого агрегатов результирующая э. д. с. равна сумме их
э. д. с., соответственно и'а и u'd (рис. 33, а и б). Увеличение или
уменьшение э. д. с. иа_ осуществляется путем изменения иа при вве-
дении угла регулирования а. Угол а изменяется от нуля до 2л/3 и
вольтодобавочный агрегат переходит из выпрямительного режима в
инверторный. Токи в вентильных обмотках вольтодобавочного
трансформатора сдвигаются в соответствии с изменением угла а.
Основное преимущество такого агрегата — возможность повыше-
ния и понижения выпрямленного напряжения. Однако технико-
экономические показатели его невысокие, а для снижения помех
требуется включить в цепь агрегата дополнительные сглаживаю-
щий и радиопомехозащитные реакторы.
58
Для улучшения технико-экономических показателей параллель-
но преобразовательной секции вольтодобавочного агрегата под-
ключают шунтирующие диоды, в результате чего изменяется ре-
гультирующая э. д. с. ud. Знак э. д. с. вольтодобавочного агрегата
не меняется и Ud изменяется от u'd + u "d до u'd. В пределах регули-
рования угла а от нуля до л/3 результирующая э. д. с. изменяется
так же, как и в случае отсутствия шунтирующих диодов (см. рис.
33, а), а при изменении угла а от л/3 до 2л/3 уменьшается, по в
меньшей степени. Когда а^л/3 через шунтирующие диоды начи-
нает проходить ток (рис. 33, в); при а=2л/3 весь ток нагрузки
проходит через шунтирующие диоды.
Более высокими показателями обладают агрегаты, у которых
вольтодобавочныс устройства разделены на несколько секций.
Практическое применение находят агрегаты, состоящие из после-
довательно соединенных нерегулируемой и двух зашунтированных
диодами регулируемых преобразовательных секций, собранных по
шести- или двенадцатифазной схеме.
Регулирование выпрямленного напряжения можно осущест-
влять агрегатами, выполненными в виде параллельно соединенных
нерегулируемой и регулируемой преобразовательных секций (рис.
34, а и б; толстыми линиями показаны цепи, по которым проходит
ток). При этом не требуется применять шунтирующие диоды.
U)t
Рис. 33. Напряжения и токи при
последовательном соединении не-
регулируемого агрегата и регули-
руемого агрегата без шунтирующих
диодов (а и б) и с шунтирующими
диодами fa и в):
Ч’ ^5 — анодные токи; /дш — ток через
шунтирующие диоды; углы коммутации ус-
ловно приняты равными нулю
59
Рис. 34. Схемы агрегатов (о и 6) и соответствующие нм кривые напряжений и
токов (б и г) при параллельном соединении нерегулируемого и регулируемого
агрегатов:
/ t
it, /2 — анодные токи регулируемого агрегата; 4(, ls — то же нерегулируемого агрегата; углы
коммутации условно приняты равными нулю
В случае параллельного соединения нерегулируемого и регули-
руемого агрегатов на форму э. д. с. и токов влияет, объединены
или нет пулевые выводы вентильных обмоток трансформатора.
Если нулевые выводы не объединены, то результирующая э. д. с.
Ud снижается до и.л’ при увеличении угла а от нуля до ак (рис.
34, в). Как только угол а становится равным а0, вступает в работу
вторая преобразовательная секция, подсоединенная к вентильным
обмоткам с меньшими фазными напряжениями. При ак>а>«о
работают поочередно две преобразовательные секции; ток нагруз-
ки полностью коммутируется с одной секции на другую (см. рис.
34, а). При а=ак ток проходит по вентилям неуправляемой пре-
образовательной секции.
Если нулевые выводы вентильных обмоток трансформатора
объединены, угол а изменяется от нуля до 2л/3 (рис. 34, г). Вто-
рая секция начинает работать при а^а0, но этот угол меньше,
чем в схеме рис. 34, а (без объединения пулевых выводов).
60
В случае объединения пулевых выводов вентильных обмоток
ток нагрузки при 2л/3>а>а0 проходит по группам вентилей фаз
/разных секций (рис. 35, а); при а=2л/3 он переходит с регулиру-
емой секции на нерегулируемую, а при а^ао проходит только
по вентилям регулируемой секции (рис. 35, б). Вследствие прохож-
дения тока по группам вентилей фаз разных секций выпфям'лен-
ное напряжение образуется суммой их э. д. с. (рис. 35, б).
Высокие технико-экономические показатели имеют агрегаты с
регулированием выпрямленного напряжения, у которых вольтодо-
бавочное устройство состоит из параллельно соединенных преобра-
зовательных секций. У таких агрегатов снижаются потери элект-
роэнергии, незначительно возрастает эквивалентное мешающее
напряжение, выше коэффициент мощности.
Вольтодобавочный агрегат с параллельно соединенными пре-
образовательными секциями работает аналогично агрегату с па-
раллельно соединенными нерегулируемой и регулируемой сек-
циями.
Рис. 35. Схемы прохождения токов через вентили агрегатов (а, б) и
кривые напряжений (в)
61
Рис. 36. Принципиальная схема бесконтактного регулирования напряжения
дросселями насыщения (а) и встречно-параллельно включенными тиристорами
(б); внешние характеристики агрегата (в)
При трех параллельно соединенных секциях соотношения
амплитудных значений фазных напряжений вентильных обмоток
(7im; Ппт:Пшт могут составлять 7:5:3, 5:3:2 и 4:2:1.
Напряжения и токи в агрегатах с регулированием выпрямлен-
ного напряжения были рассмотрены без учета углов коммутаций,
которые влияют на форму э. д. с. и изменяют моменты вступления
вентилей в работу. С наличием угла коммутации надо считаться
при выборе продолжительности А импульсов управления. В на-
чальный период времени вследствие коммутаций тока снижается
почти до нуля напряжение анод — катод, и если а+А окажется
меньше угла коммутации нерегулируемого агрегата, вентили
регулируемого агрегата откроются не первым, а вторым импуль-
сом управления и будет как бы искусственно введен угол регули-
рования а = л/3. Поэтому продолжительность импульсов управле-
ния должна быть больше возможного угла коммутации.
Бесконтактное регулирование выпрямленного напряжения осу-
ществляется с помощью дросселей насыщения, подключенных к
ответвлениям сетевой обмотки преобразовательного трансформато-
ра (рис. 36, а). Каждая сетевая обмотка состоит из основной и
регулировочной частей с числом витков соответственно Ws и да,
К отводам регулировочной обмотки подключены по схеме моста
два дросселя насыщения Дн1 и Дн2, сопротивление которых за-
висит от значения постоянного тока Iyi и /У2 в обмотках управ-
ления.
В процессе регулирования осуществляется подмагничивание
одного дросселя насыщения и размагничивание другого. При пол-
ном намагничивании Дн1 (сопротивление его минимально) и пол-
ном размагничивании Дн2 (сопротивление максимально) напря-
жение питающей сети прикладывается к наибольшему числу вит-
ков трансформатора. В этом режиме регулировочная обмотка
полностью введена и трансформатор имеет наибольший коэффи-
циент трансформации, поэтому вторичное напряжение его мини-
мально. При размагничивании Дн1 и одновременном намагничи-
вании Дн2 коэффициент трансформации плавно уменьшается, а
62
вторичное напряжение увеличивается. Это напряжение достигнет
наибольшего значения, когда Дн1 полностью размагничен, а Дн2
намагничен (регулировочная обмотка выведена). Таким обра-
зом, в процессе перемагничивания Дн число витков первичной
обмотки Wi изменяется в пределах от Wp -\-wa до w&, а коэффи-
циент трансформации кт — плавно в пределах от Кт-™ до кт.
В зависимости от характера изменения полных сопротивлений
дросселей насыщения ZR1 и Za2 можно получать различные законы
регулирования коэффициента трансформации трансформатора:
= + т»®.), (28)
где
Тт = £д2 : (Za + Z-1& + Z,12).
В процессе регулирования в контуре силовых обмоток дроссе-
лей и регулировочной обмотки протекает циркуляционный ток, за-
висящий от э. д. с. регулировочной обмотки fa,ee сопротивления
Z, и суммы полных сопротивлений дросселей:
= : (Za + ZM + Za2). (29)
Этот ток увеличивает намагничивающий ток и снижает коэффи-
циент мощности трансформатора. Поэтому необходимо стремить-
ся к тому, чтобы он был минимален, учитывая, что полное сопро-
тивление дросселей насыщения зависит от принятого закона регу-
лирования коэффициента трансформации.
Трансформатор с дросселями насыщения в отпайках обладает
переменным внутренним сопротивлением, которое, приведенное к
числу витков вторичной обмотки, может быть определено как
ZT = - 2 ~ [^з + (1 — Тт) Zfl2] + Z2, (30)
где Z з -- полное сопротивление нерегулируемой части сетевой
обмотки; Z2 — полное сопротивление вторичной обмотки.
В ряде случаев дроссели насыщения могут быть заменены
встречно-параллельно включенными тиристорами (рис. 36,6).
Применяя устройства автоматики для управления процессом
подмагничивания и изменения комплексных сопротивлений дрос-
селей! насыщения, можно получать различные внешние характери-
стики трансформатора в пределах регулировочной зоны (рис.
36, а). Верхняя ограничительная кривая 1 соответствует полному
размагничиванию Дн1 и полному намагничиванию Дн2, а ниж-
няя 5 — намагниченному Дн1 и размагниченному Дн2. Изменяя
степень намагничивания Дн1 и Дн2, можно получить стабилизи-
рованные характеристики 4 на любом уровне или характеристики
2 и 3 с выходом на стабилизированные в пределах, ограниченных
характеристиками 1 и 5.
63
Глава II
ПАРАМЕТРЫ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ
9. ОСОБЕННОСТИ ТЯГОВЫХ НАГРУЗОК
И НАГРУЗОЧНАЯ СПОСОБНОСТЬ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ
О степени загрузки агрегатов тяговых подстанций
можно судить по среднесуточному количеству переработанной
ими электроэнергии на тягу поездов. Статистическая функция
распределения среднесуточного количества переработанной элект-
роэнергии Ас довольно стабильна; Примерно на 50% тяговых под-
станций Лс<55 тыс. кВт-ч и только на 15% подстанций
Лс>100 тыс. кВт-ч (рис. 37, а). Неравномерность тяговой нагруз-
ки характеризуют коэффициентом интенсивности кн — отноше-
нием средней нагрузки 7И; за интервал времени fHy (интервал
усреднения) к среднесуточной /с, которую определяют как
7С = Лс- 103/(24Z7rf), (31)
где Ud — статистическое среднее постоянной составляю-
щей выпрямленного напряжения, кВ; в подавляющем большин-
стве случаев можно принять Hd~3,3 кВ.
Для интервалов усреднения /иу, равных 1 мин, 2 мин, ..., 1 ч
коэффициенты интенсивности обозначают соответственно кн1, яи2,....,
«ич, средние значения нагрузок /И1, 7и2,..., 7ИЧ. Очевидно, /и1 =
= /Ги1 /с, 7и2 = Ки2 7с, ...Дич == «ич 7с.
Коэффициенты интенсивности зависят от Ас, серии электрово-
за, профиля электрифицированного участка. Максимальных зна-
чений кИ( достигает при использовании на линии наиболее мощ-
ных электровозов. В области больших суточных расходов элект-
роэнергии (свыше 120 тыс. кВт-ч) коэффициенты интенсивности
для одних и тех же интервалов усреднения почти не изменяются.
При изменении /,,у от 1 до 15 мин и Ас от 30 до 200 тыс. кВт-ч
средние токи 7„т примерно линейно зависят от Ас (рис. 37, б).
В различные промежутки времени нагрузка может быть раз-
ной, однако средние значения ее, подсчитанные для указанных
интервалов /иу, не превышают определенной величины. Так, для
интервалов усреднения 15, 5, 2 и 1 мин наибольшие средние токи
соответственно в 1,25; 1,5; 1,75 и 2 раза больше среднего тока
/изо за интервал усреднения 30 мин, а средний часовой ток равен
(0,854-0,89) 7„зо. Это означает, что если в двухминутном интер-
вале усреднения возникает одноминутная перегрузка, то в течение
одной минуты возможен ток 2,0 7изо, а в течение другой - - ток
64
1,5 /изо; тогда средний ток для двухминутного интервала составит
0,5(1,5-1+2,0-1) /и30=1,75 /п3о- Если в 5-минутном интервале
усреднения имеются одно- и двухминутные перегрузки, то в тече-
ние 1 мин возможен ток 2,0 /изо, еще 1 мин — ток 1,5 /и3о и
3 мин — ток 1,33 /изо; тогда средний ток для 5-минутного интер-
вала усреднения (1,33-3+1,5-1+2,0-1)/изо:5= 1,5/цзо и т. д.
Исходя из соотношений можно составить расчетные графики
тяговой нагрузки с возможными неблагоприятными сочетаниями
ее наибольших значений (рис. 38) и считать, что эти графики
наибольшей возможной нагрузки полупроводниковых преобразо-
вательных агрегатов. Подобные нагрузки предусмотрены ГОСТ
18142—72. Для агрегатов тяговых подстанций установлен класс
перегрузок 7; они должны выдерживать перегрузки 25% в тече-
ние 15 мин, 50 — 5 мин, 75 — 2 мин и 100% — 1 мин с циклич-
ностью повторения 1 раз в 30 мин.
Нагрузочная способность агрегата зависит от нагрузочной спо-
собности отдельных вентилей, а также от числа вентилей и их па-
раметров, неравномерности распределения тока между ними,
амплитуды и продолжительности токов короткого замыкания, ти-
па охладителей и системы охлаждения; степени неравномерности
охлаждения вентилей, конструкции преобразователя.
Чтобы обеспечить примерно одинаковые условия работы вен-
тилей и этим самым выравнить их нагрузочные характеристики,
осуществляют ряд конструктивных мероприятий и подбирают
вентили по прямому падению напряжения, а в некоторых слу-
чаях — и по тепловому сопротивлению. Практически условия ра-
боты вентилей в установке оказываются все же разными. Поэтому
нагрузочная способность полупроводникового агрегата лимити-
Рис. 37. Статистическая функция распределения среднесуточного количества пе-
реработанной тяговыми подстанциями электроэнергии Ас (а) и зависимости
наибольших коэффициентов интенсивности (сплошные кривые) и средних
нагрузок Ixt (штриховые) от Лс (б)
3-6015
65
руется группой вентилей, находящихся в менее благоприятных
условиях по охлаждению, чем другие, и допускающих поэтому
наименьшие нагрузки.
Критерием для оценки нагрузочной способности преобразова-
тельного агрегата служит температура полупроводниковой струк-
туры вентилей. Чтобы агрегат надежно работал, эта температура
не должна превышать максимальной допустимой [0 рп] при лю-
бых возможных нагрузках и допустимой 0рпав при аварийных
перегрузках и коротких замыканиях. Максимальная допустимая
эквивалентная температура полупроводниковой структуры [0рп|
для диодов и лавинных тиристоров принимается равной 140°С п
для тиристоров — 125°С. В случае аварийных перегрузок в тече-
ние небольших интервалов времени (несколько десятков милли-
секунд) допустимы значительно большие температуры полупро-
водниковой структуры вентилей: даже при температуре 200 - 300°С
кратковременное воздействие обратного напряжения не вызывает
необратимых процессов. Кроме того, в аварийных режимах допус-
кается временная потеря управляющих свойств прибора. Для по-
лупроводниковых выпрямительных агрегатов принимают 0рПав"
= 180°С.
Нагрузочную способность полупроводникового преобразова-
тельного агрегата можно характеризовать предельным током.
Максимальная допустимая эквивалентная температура [0p,i]
определяет предельный ток вентиля. При расчете предельного
66
тока агрегата Ц» необходимо учитывать возможность возникно-
вения коротких замыканий в режиме нагрузки. Поэтому за пре-
дельный ток агрегата следует принимать такой наибольший дли-
тельный ток, при воздействии которого на агрегат эквивалентная
температура полупроводниковой структуры вентилей не превы-
шает [Opnj, а в случае коротких замыканий — 0рпав- В режимах
предельного тока какие-либо рабочие перегрузки не допус-
каются.
Нагрузочная способность полупроводниковых преобразователь-
ных агрегатов характеризуется также номинальным током Jai
(агрегат должен длительно выдерживать этот ток при поминаль-
ном напряжении в условиях эксплуатации) и классом перегрузок.
Последний определяет значения перегрузок в долях от номиналь-
ного тока и пх продолжительности.
Указываемые для агрегатов номинальный ток Цу и класс пере-
грузок соответствуют условному графику нагрузки длительностью
ТI, состоящему из прямоугольных импульсов тока с амплитудами
/i = Kzi/dl; /2 — Ki2/di, ', Ik==KikIdi,Ij = KijIdi соответственно
ПрОДОЛЖИТеЛЫЮСТЬЮ 1ц, ti2, ... , tij.
За номинальный ток принимают среднее значение тока, поэто-
му Ti будет равно расчетному интервалу усреднения и
k=j
, __ Л ^'1 + Д ^'2 + - • •+ +• • •+ h *1) _lk dl) lk
* rfl p . p
В некоторых случаях /dI определяют как действующее значение
тока за период Т\, тогда
Из полученных выражений следует, что между кратностями то-
ков Кц{ и их длительностями tik существует определенная зависи-
мость.
Для расчетных графиков нагрузки тяговых подстанций (см.
рис. 38) с интервалом усреднения 30 мин
ч. е. практически среднее и действующее значения токов равны.
Когда агрегат рассчитывают на заданные поминальный ток и
класс перегрузок, то учитывают также возможность возникнове-
ния короткого замыкания в любой момент времени, т. е. предпо-
лагают совпадение к. з. с режимом наибольшей перегрузки, что
маловероятно.
Нагрузка полупроводниковых преобразователей тяговых под-
станций неравномерна, и реальные графики ее отличаются от тех,
которые устанавливают заданным классом перегрузок. Чтобы
3
67
иметь возможность сравнивать нагрузочные способности преобра-
зовательных агрегатов и устанавливать, в какой степени они соот-
ветствуют реальному или расчетному графику нагрузки, целесо-
образно ввести понятие расчетного эквивалентного тока — тока,
который может длительно выдержать преобразователь и который
вызовет такое же превышение эквивалентной температуры полу-
проводниковой структуры вентилей над температурой окружаю-
щей среды, как заданная тяговая нагрузка. Эквивалентный ток
может быть меньше предельного или равен ему.
10. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРЕДЕЛЬНОГО
И НОМИНАЛЬНОГО ТОКОВ
Предельный и номинальный токи агрегата опреде-
ляют исходя из эквивалентной температуры полупроводниковой
структуры вентилей. Допустимое превышение эквивалентной тем-
пературы над температурой окружающей среды 0С
[ДМ С [ад - 0с. (32)
В случае коротких замыканий эквивалентная температура по-
лупроводниковой структуры увеличивается на А0рПк; максималь-
ного значения она достигает при к. з. на шинах подстанции. Что-
бы агрегат не потерял работоспособность, должно соблюдаться
условие
[Д0рл] + Д0рпк sj Qpлав ©с. (33)
Таким образом,
[0рЛ] — 0С > [д0рЛ] С &рп ав — Д0рлк — 0с. (34)
Значение [А0рп] можно найти, если известны тепловые харак-
теристики вентилей: приведенные тепловые сопротивления, по-
стоянные времени нагрева отдельных областей вентиля. Анализ
известных методик расчета тепловых процессов в вентилях пока-
зывает, что применительно к преобразовательным агрегатам тя-
говых подстанций допустимо пользоваться упрощенной методи-
кой, излагаемой в ряде справочников по полупроводниковым при-
борам.
При среднем токе нагрузки Ida эквивалентная температура по-
лупроводниковой структуры в установившемся режиме
0рЛ=Д^в/?т + 0с, (35)
где APdB — средние потери мощности в вентиле при токе Дв, Bi;
Rt — общее установившееся тепловое сопротивление, равное сум-
ме внутреннего установившегося теплового сопротивления вентиля
Дв, теплового сопротивления контакта между вентилем и охлади-
телем Дво и теплового сопротивления охладителя Ro, °С/Вт.
68
В случае воздействия на вентиль тока нагрузки и нескольких
импульсов тока к. з. (рис. 39, а)
&рпк— &рп + Д0рпк — ^Pda Рт 4“ ©С + &Ркв [(?к/Р —
— ЛР</в/ЛРкв)г (£п) +(l-fK/T)r(r+fK)-r(r) + r(fM)], (36)
где ДРКВ — потери мощности в вентиле, вызванные током к. з. /кв, Вт;
4 — продолжительность импульса тока к. з., с; t„ — общая продол-
жительность процесса к. з., с; Т — интервал времени между начала-
ми импульсов тока к. з„ с; г (fK), г (Г), r(T + tK) и г (Q — переход-
ные тепловые сопротивления системы вентиль — охладитель — окру-
жающая среда, соответствующие интервалам времени tK, Т, (T+tK)
и Ль °С/Вт. Выражение для 0рпк получено в предположении, что
ток через вентиль представляет собой серию прямоугольных им-
пульсов равной амплитуды. В действительности ток к. з. нарастает
до установившегося значения в течение некоторого времени и форма
его отличается от прямоугольной. Поэтому вначале получают
приближенное значение 0Рпк, которое затем уточняют эксперимен-
тально (рис. 39, в).
В предельном случае, когда Орик=0Рт1аР„ превышение эквива-
лентной температуры полупроводниковой структуры над темпера-
турой окружающей среды при наибольшей нагрузке, предшеству-
ющей току к. з., соответствует допустимому [Д0рп] и является
расчетной величиной, которую используют для нахождения допу-
стимого тока вентилей и числа параллельно соединенных венти-
лей в агрегате.
Рис. 39. Условные графики
токов к. з. (а) и опрокиды-
вания (б); зависимости при-
роста эквивалентной темпера-
туры полупроводниковой
структуры диодов В200 и
ВЛ200 при к. з. от тока и вре-
мени действия защиты (в);
прямое падение напряжения
1,0 (сплошные) и 1,2 В
(штриховые)
69
Так как ] А0Р„]=АД>т, то 9рлк=—Орлав — [ ДОрЛ^-^тН-бсН-АбрЛК,
откуда
[ДОрл] = д _r (V~J l.®'0"ав
- ДРКВ г (/п) + (1 - 4) г (г + -- г (П + г (^к)]} • (37)
Когда ток к. з. представляет собой один импульс, что отмеча-
ется наиболее часто при опрокидывании инвертора (рис. 39, б),
врпк = SPda + 0С +(дркв - Д^в) г (tny, (38)
[Д0РП1-Р—^т7-т[Нрла11 -Нс - ДРКВ Г (/„)]. (39)
Ат ( п /
При расчетах [Д0рп] принимают 0с —+40°С. Значение Д0Р?1
для произвольного момента времени следует рассчитывать с уче-
том предварительного нагрева структуры изменившимся током
нагрузки.
Практически переходное тепловое сопротивление достигает
установившееся значение спустя время /уст. Поэтому, если1в(/) =
= const, то по истечении времени /уст эквивалентная температура
полупроводниковой структуры устанавливается и прироста ее не
будет; имеющееся в начале интервала /уст превышение темпера
туры А0р'п не влияет на вызванное нагрузкой в конце интервала
/уст превышение Д0"л (рис. 40, а), т. е. можно пренебречь взаим-
ным влиянием нагрузок в отдельные периоды времени /уст на тем-
пературу структуры. Из этого следует, что расчеты Д0рп надо вы-
полнять для периода времени /уст. В целях упрощения расчетов
кривую переходного теплового сопротивления разделим на j ин-
Рис. 40. Изменение во времени Д0рп (а), общего переходного теплового соп-
ротивления (б) и тока (в)
70
тервалов (tir, tzr, tkr, •••> ^r), предполагая, что в каждом из них
оно линейно зависит от времени (рис. 40, б):
(l=k-l \ / \
/уст iir ) 7" ( /уст tir I — Ulk tkr — &Гk.
1=1 / \ i-1 /
В />-том интервале /Zir прирост превышения эквивалентной тем-
пературы полупроводниковой структуры над температурой окру-
жающей среды
tkr
tkr J \PQ(t)dt
LQpnti = mk [ &PB(t)dt = &rk ——7----------= \rk^PdOk.
0 Tkr
В конце расчетного периода времени
k=j k=j
&QPn = 2 &QPnk = 1] Дгй bPdbk. (40)
k=l k=l
Аналогичное выражение для &Qpn можно вывести и другим пу-
тем. Представим тяговую нагрузку в виде импульсов тока Idi, Id?,---,
Idk,---, Idj Продолжительностью tlr, t2r, ..., tkr,---, tjr (рис. 40, в).
Каждый импульс тока вызывает в вентиле потери мощности ^Раак
и нагрев полупроводниковой структуры. К концу расчетного периода
импульс тока Id, вызывает превышение температуры Д0рл1 = APdaiX
X [г (/уст) — г (/уст — /1г)] = bPdoi импульс /d2 — превышение тем-
пературы Д0рЛ2= ДЛы2 [г (/уст — /1г) — г (/уст—/1Г—O=AjDtfB2 Дг2. •••>
(i=k —1 \
/уст — 2 tlr / —
1=1 /
l=k-l
/ l=k . '
7" I /уст 2’ tlr )
' 1=1 1.
лентной температу
= APdBft Да ит. д. Общее превышение эквива-
эы полупроводниковой структуры над температу-
рой окружающей среды равно сумме отдельных значений Д0рлй.
При определении Д0ЛЛ зависимость переходного теплового сопротив-
ления от времени будет располагаться так, как показано на рис. 40, б,
уменьшаясь от г(/уст) до г(0).
В полученных выражениях для подсчета Д0уп среднее значение
потерь мощности в вентиле ДРйвл от тока нагрузки в интервале
времени thr’-
д d Ксх Uо (1 + Az) f ।
Д^авй =----------------Idk +
^сх ЯдО + А)2 ,2 741)
------12д2--------
где Idk и Idpk — соответственно среднее и действующее значе-
ния тока нагрузки агрегата в интервале времени tkr, A; 1+AZ —
коэффициент, учитывающий неравномерное распределение тока
между параллельно работающими вентилями (считаем, что Дг-
не зависит от значения тока).
71
Из уравнения
[ лад = лрл r, = +
определяют предельный ток агрегата:
, ___, / Г aU<>_____I2 1 12а2[Д(~)рп] аЦ0
dn г Нх*д(1-1-Д/)П <лд(1 + до27?т ''сЛдО + М ( ’
При нахождении номинального тока агрегата расчетный период
времени принимают равным /ует, а график нагрузки — аналогич-
ным заданному классом перегрузок; наибольшие перегрузки рас-
полагают в конце интервала /уСт- Затем строят усредненную зави-
симость переходного теплового сопротивления от времени для
группы вентилей, которые лимитируют нагрузочную способность
агрегата. Превышение эквивалентной температуры
Д0ря = 2 Да ДЛьй = - Ли 2 Да Kik +
/?=1 оа Л=1
। ^СХ Яд (1 + Д/)2 ,2 feV Д 2 ^Г1П 1
Н----------------Л/i 2j кгk Kik С [Д9/>л]•
12а2 й=1
Откуда
Ксх Яд (1 + 4г)
аи0
k=j
24r* Kik
k—1
12^2[ДМ
1 + 4/)2 2 4гй Kik
Й=1
paU0
6ЯД(1+ 4z)
Эквивалентный ток /экв> вызывающий такой же нагрев полу-
проводниковой структуры (имеется в виду эквивалентная темпе-
ратура), как и тяговая нагрузка, находят из уравнения
г I Л'схЯд(1 + 4<) -2
/экв *" 2aUt экв
*сх Яд(1 + 4z),2 1 ,4„,
—ъйй-----
Если нагрузка агрегата представлена условным расчетным
графиком из прямоугольных импульсов тока, то для каждого ин-
тервала времени, в котором ток постоянен, Idh.=Idi& и
4а
/экв-2 ~R~ 1лк- (44)
ft=l т
72
Эквивалентный ток связан с номинальным соотношением
Isw-Id-t Z -p- Kik. (45)
*=i т
Приведенное соотношение позволяет перейти от переменных
нагрузок к /Экв и наоборот; очевидно, значение 7ЭКВ зависит от
кратности перегрузок и их длительности. Если принять 7экв«£7(/п,
то
7di 7дгп 7?т / I 2b k
\й=1
(46)
Для расчетных графиков, приведенных па рис. 38, а (поми-
нальный ток ldl для интервала усреднения 30 мин), полупровод-
никовые преобразовательные агрегаты с принудительным воздуш-
ным охлаждением (7уСт = 154-20 мин) на вентилях В200, ВЛ200 и
TJ1200 имеют 7ЭКВ = (1,764-1,80)7di, а для агрегатов на таблеточ-
ных тиристорах (предельный ток 2504-300 А) 7ЭКВ= 1,9 /аь Следо-
вательно, эквивалентный ток преобразовательного агрегата с при-
нудительным воздушным охлаждением в 1,8—1,9 раза больше
поминального, при этом допустимые одноминутные перегрузки
7И1 в 2 раза превышают 7<и. Эквивалентный ток отличается от
максимального тока перегрузки длительностью 1 мин на 5 — 10%,
т. е. 7ЭКВ« (0,94-0,95) 7и1, а
от перегрузки длительно-
стью 2 мин — менее чем
на 5%- Практически ток
7И(В агрегата с принуди-
тельным воздушным ох-
лаждением примерно ра-
вен току перегрузки дли-
тельностью 1 или 2 мин,
поэтому для определения
параметров агрегата дос-
таточно задать этот ток
перегрузки.
У полупроводниковых
выпрямительных агрегатов
с естественным воздуш-
ным охлаждением пере-
Рис. 41. Зависимости от времени общих
переходных тепловых сопротивлений сис-
темы вентиль—охладитель—окружающая
среда преобразовательного агрегата IIBKE
(а) с естественным воздушным охлажде-
нием (наиболее нагретый ряд вентилей) и
вентилей В200 и ВЛ200 (кривые 1), В8-250
(2) и В2-320 (3) с типовыми охладителя-
ми (б) при скоростях охлаждающего воз-
духа 6 м/с (сплошные) и 12 м/с (штрихо-
вые кривые)
ходное тепловое сопротив-
ление r(t) достигает уста-
новившегося значения 7?т
примерно через /уСт«1 ч;
спустя 1 мин г (7) ста-
новится равным 0,37 7?т,
что значительно меньше,
чем в случае принудитель-
ного воздушного охлаж-
73
Таблица 2
Тип агрегата Система охлаждения Ток Предельный fdn , А Олно.минутный /и1
ВКМ ПМ-1(ВКМБ) Принудительное масляное 4200 4200 5000 5000
УВКЭ-1 пвэ-з Принудительное воздушное 4000 3900 4500 4500
ПВКЕ-2 ПВКЕ-3 Естественное воздушное 4100 3800 5000 5000
дения (рис. 41). Следовательно, полупроводниковые преобразова-
тельные агрегаты с естественным воздушным охлаждением обла-
дают большей перегрузочной способностью, чем агрегаты с прину-
дительным воздушным охлаждением. Для одночасовых графиков
нагрузки [среднечасовой ток согласно принятым коэффициентам
интенсивности равен (0,85-4-0,89)/^i] с одномииутными перегруз-
ками 21<ц (см. рис. 38, б) у выпрямительного агрегата с естест-
венным воздушным охлаждением /якв~ (1,42-4-1,46)/di^ (0,714-
4-0,73)/и|. Следовательно, для таких агрегатов одпоминутный ток
не является определяющим и при расчетах нагрузочной способ-
ности необходимо учитывать весь график нагрузки.
Основные параметры некоторых отечественных агрегатов при-
ведены в табл. 2; они получены опытным путем и несколько от-
личаются от паспортных.
У этих агрегатов номинальный ток равен 2500 А, он получен в
предположении, что кратности наибольших перегрузок и их дли-
тельности соответствуют расчетным графикам рис. 38 и предус-
мотренному ГОСТ 18142—72 классу перегрузок 7 для тяговых
подстанций железнодорожного транспорта. В паспортах выпрями-
тельных агрегатов указан номинальный ток 3000 А и другие по
длительности и частоте повторения перегрузки (см. главу V).
11. ВЫБОР АГРЕГАТОВ
ДЛЯ ТЯГОВЫХ ПОДСТАНЦИЙ
В процессе проектирования и эксплуатации возни-
кает необходимость выбрать мощность полупроводниковых преоб-
разовательных агрегатов, устанавливаемых на тяговой подстан-
ции; может оказаться также необходимым проверить соответствие
выбранного агрегата по нагрузочной способности реальному
графику нагрузки, который со временем изменяется и иногда отли-
чается от расчетного. В этих случаях следует определить превы-
шение эквивалентной температуры полупроводниковой структуры
74
„ад температурой окружа-
ющей среды и сравнить его
с допустимым, или можно
определить эквивалентный
ток, на который должен
быть рассчитан агрегат, и
сравнить его с предельным.
При этом используют рас-
четные графики нагрузки
пли данные о среднесуточ-
ном количестве электро-
энергии, переработанной
тяговыми подстанциями.
Чтобы определить зна-
чение ЛОря, выбирают ин-
тервал /уст, соответству-
ющий наиболее интенсив-
ной тяговой нагрузке с на-
ибольшими се значениями
в конце этого интервала. Из
предоставляемых предпри-
Рис. 42. Зависимости тока нагрузки (а),
и общего переходного теплового сопротив-
ления (б) от времени
ятиям „-изготовителями ти-
повых зависимостей пе-
реходного теплового сопро-
тивления от времени (см.
рис. 41), выбирают ту, которая соответствует большему значению
внутреннего установившегося теплового сопротивления вентилей,
применяемых в агрегате, и действительной скорости охлаждаю-
щего воздуха. Эту зависимость перестраивают, откладывая по осн
значения времени, а не их логарифмы, п совмещая ее начало с
концом расчетного интервала времени /уст (рпс. 42).
Выбранная зависимость с достаточной степенью точности бу-
дет характеризовать нагрузочную способность вентилей. Болес
точные результаты можно получить, воспользовавшись усреднен-
ной зависимостью переходного теплового сопротивления от вре-
мени, снятой для группы вентилей агрегата, определяющей его
нагрузочную способность (см., например, рис. 41, а).
Период времени /ует делят на несколько интервалов и считают,
что в каждом из них общее переходное тепловое сопротивление
изменяется примерно линейно. Практически /уст= 154-20 мин и
его можно разделить на интервалы 300, 300, 300, 180, 60, 30, 20 и
10 с, 3 /уст = 60 мин — на интервалы 1800, 600, 300 и еще восемь
интервалов таких же, как и при ‘/уст—154-20 мин.
Для каждого выбранного интервала времени подсчитывают
разность между значениями общих переходных тепловых сопро-
тивлений в начале и конце интервала и потери мощности в венти-
лях от тока нагрузки. Потери мощности APdBk находят из выра-
жения (41).
75
Входящие в формулу (41) значения среднего 1ць и действую-
щего тока нагрузки определяют для интервала времени thr:
Idk==S/tkr И Idn.k'=='VS\/tkr,
где S — площадь, А-с, ограниченная кривой тока нагрузки 1Л на
участке tkr; Si — площадь, А2-с, ограниченная кривой там же.
Зная Arfe и &Равц, определяют значение Д0Р„ и сравнивают его
с [Д0дл]. Если Д0/,я [ДОрл], выбранный преобразователь удовлет-
воряет заданным условиям нагрузки; если Д0/,„>[Д0/,„], необходимо
устанавливать более мощный или дополнительный преобразо-
ватель.
Зная график нагрузки и используя зависимость переходного
теплового сопротивления от времени, подсчитывают Arft, Idk и 1а;,л
и находят ток /экв. Полученное значение /экв сравнивают с
предельным током /<гп, па который рассчитан агрегат (его обычно
устанавливают в результате испытаний). Если /экв^Дш, то выб-
ранный агрегат удовлетворяет условиям графика нагрузки. Вы-
брать необходимую мощность агрегата можно, используя данные о
среднесуточных количествах переработанной электроэнергии и ус-
тановленные экспериментально коэффициенты интенсивности.
Статистические функции распределения среднесуточных коли-
честв переработанной электроэнергии тяговыми подстанциями .4С,
расходов электроэнергии за средние сутки интенсивного месяца
АСим и интенсивные сутки АС11, а также зависимости одноминут-
ного тока Ль предельных токов агрегата (преобразовательной
секции) с принудительным Idn и естественным I'dn воздушным
охлаждением и номинального тока трансформатора !dn (рис. 43)
позволяют установить, на какой предельный ток должен быть рас-
считан агрегат, сколько агрегатов надо установить на тяговой
подстанции, как согласовать номинальный ток трансформатора и
предельный ток агрегата (преобразовательной секции). Например,
при Ас^79 тыс. кВт-ч имеем Лсим»95 тыс. кВт-ч и ЛСи« 128 тыс.
кВт-ч; одноминутные токи, которые можно наблюдать, соответст-
венно равны 4; 4,6 и 5,9 кА. При этом трансформатор должен быть
76
рассчитан на номинальный ток /й1т«2кА (этот ток рекомендуют
выбирать по расходу электроэнергии за средние сутки интенсив-
ного месяца). Можно также, задаваясь номинальным током транс-
форматора /й1т, найти допустимое значение ЛСим, а затем подсчи-
тать Аг, Леи и возможные максимальные одноминутные токи.
Чтобы преобразовательный агрегат надежно работал, его пре-
дельный ток следует выбирать по току /и1, подсчитанному или
для средних суток интенсивного месяца или для интенсивных су-
ток. Расчетные значения Id\, Ian и Л1п приведены в табл. 3.
Из приведенных данных следует, что расчетный номинальный
ток преобразовательной секции должен быть выше номинального
тока трансформатора, а ее предельный ток, выбранный по нагруз-
кам за интенсивные сутки, на 20—30% выше предельного, выб-
ранного по нагрузкам за средние сутки интенсивного месяца.
Вряд ли целесообразно предусматривать большие запасы по на-
грузочной способности преобразовательной секции из-за одних ин-
тенсивных суток в течение года, тем более, что па тяговой под-
станции нагрузка интенсивных суток может быть распределена
между рабочими и резервными агрегатами. В ряде случаев ис-
пользование тепловой защиты позволяет реализовать требуемые
перегрузки. Поэтому при согласовании нагрузочной способности
секции и трансформатора целесообразно за расчетный принимать
режим тяговой нагрузки за средние сутки интенсивного месяца.
Выбирая необходимое число агрегатов для тяговых подстан-
ций, следует учитывать любые возможные нагрузки, в частности
нагрузки интенсивных суток. Например, один полупроводниковый
преобразовательный агрегат с принудительным воздушным охлаж-
дением на предельный ток /йп=4500 А обеспечит переработку
Таблица 3
Ясим, тыс. кВт. ч Токи, А, рассчитанные по Ясим Токи, А, рассчитанные по Яси IdlT, А
Ли Л/п 7'dn /41 / 4п /Ап
55 1600 (1600) 2900 2300 2000 (2000) 3600 2800 1250
75 2000 (2000) 3600 2800 2500 (2500) 4600 3600 1600
95 2200 (2500) 4300 3300 3000 (3200) 5500 4300 2000
120 2800 (3200) 5200 4100 3600 (4000) 6900 5200 2500
160 3500 (4000) 6600 5100 4300 (5000) 8000 6200 3200
Примечание, в скобках указаны значения /di, соответствующие рекомендуемому
ряду токов.
77
электроэнергии за интенсивные сутки ЛСи до 100 тыс. кВт-ч или
Дс до 60 тыс. кВт-ч (см. рис. 43). Таким образом, один агрегат с
/<7и=4500 А обеспечит переработку электроэнергии более чем на
55% подстанций, а два таких агрегата — переработку электро-
энергии Ас до 180 тыс. кВт-ч, более чем на 99% подстанций.
12. РАСЧЕТ ЧИСЛА ПАРАЛЛЕЛЬНО
И ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНО
СОЕДИНЕННЫХ ВЕНТИЛЕЙ
Общее количество вентилей в агрегате зависит от
их типа и класса, заданного номинального тока и класса перегру-
зок, показателей надежности, тока к. з., применяемых устройств
ограничения перенапряжений, степени неравномерности распреде-
ления тока и напряжения.
Число параллельно соединенных вентилей а определяется
эквивалентным током /экв и допустимым током вентиля 7dB:
a 7s--/<;сх (1Д,)/экв: (6/^,,). (4?)
Допустимый ток вентилей выпрямительного агрегата определя-
ют, подсчитывая ток к. з. 7' , продолжительность действия кото-
рого считают равным времени действия защиты или полному вре-
мени отключения масляного выключателя /„=0,2 с. Продолжи-
тельность импульсов тока к. з. 1К равна 180°, или 0,01 с (при боль-
ших токах одновременно работают группы вентилей трех фаз), а
интервал времени Т между началами импульсов тока к. з. или
моментами вступления в работу одной и той же группы вентилей
равен 360°, или 0,02 с. Потери мощности АРКВ от тока к. з. нахо-
дят как среднее значение за время tK, примерно они равны 0.6- 0,7
амплитудного значения потерь мощности. Возможная амплитуда
тока через вентиль при к. з. /Кв«ксх/Кт/(2а). С учетом сделанных
допущений
ДРкв«(О,6ч-О,7)(^о/кв+ /?д/кв)«
"сх^оО + Ч + (f V
------Ъа 'vm "I 6ч2 кп) •
Подставив значения ДРКВ, tK и Т в выражение (37), получим
зависимость между а и [ДО^п]. Так как
= ДЛ/в/?т, то \PdB = [Д0Р«]//?Т.
С другой стороны,
др _,j J , op /2 _ /fcx(I + ^i)U0r , ^схЯдС + \)? ,2
&‘de — UffldB “Г О/О/дГв — -----/экв -j----12ч2--- /эки.
Из полученных уравнений найдем
0 __А
7dB^-=^=S==---------------; (48)
78
а > б7еЭКВ+ (ЪРп ав - 9с)Я2 + Нх\ (49)
у рп ав с/
где Нх = -°- (/?т-г Ца) + [г (М-К (T+Q~4r (Т)+2г (М]1; (50)
z I 2экв J
f (I' )2 1
я2 = 3/?д /?т-г (/„) + [г (М+г (T+tK)-2r (Т)+2г (Д)] . (51)
I ^экв
Если преобразовательный агрегат работает в выпрямительном
и инверторном режимах, надо считаться с опрокидыванием, при
котором ток к. з. Гкт в течение времени действия защиты (време-
ни отключения быстродействующих выключателей tn=0,04-4-
•4-0,08 с) проходит практически через одни и те же группы венти-
лей одной или двух фаз. В этом случае 1цв и а определяют соот-
ветственно по формулам (48) и (49), в которых
_иа
1— 2
г(/п)
(52)
1
Я2 = 3/?д /?т +
(53)
Для агрегатов на неуправляемых вентилях оказывается не-
нужной дополнительная быстродействующая защита от тока к. з.
через вентиль, если амплитуда его не превышает 2000—2200 А.
Агрегаты на управляемых вентилях должны обязательно иметь
защиту, ограничивающую амплитуду и длительность тока к. з.;
применение быстродействующей защиты позволяет уменьшить не-
обходимое количество параллельно соединенных вентилей. Для
выпрямительно-инверторных агрегатов расчетным режимом явля-
ется опрокидывание, а для выпрямительных — глухое к. з. между
плюсовой и минусовой шинам 1.
Коэффициент использования вентилей по току представляет со-
бой отношение допустимого тока вентиля, определенного с учетом
режима к. з., к классификационному предельному току прибора
/пк, приводимому в информаци-
онных материалах:
К-испЛ Ids/InK == (©/>« ав
-9с):(/пк4 (54
где
с = V ^? + (9рЛав'9с)//2 + нх:
В этом выражении при неуправ
ляемых вентилях 1Ц и Н2 опре-
деляют соответственно по фор-
мулам (50) и (51), а при управ-
ляемых — (52) и (53).
Рис. 44. Зависимости коэффициентов
«иси-i вентилей В200 (ВЛ200) от
кратности тока к. з.
79
С уменьшением отношения /Кт/Лкв=кк и увеличением 0рПав-—
—0С степень использования вентилей по току повышается
(рис. 44).
Необходимое число параллельно соединенных вентилей, поми-
нальный и предельный токи для некоторых видов выпрямителей
приведены в табл. 4.
Число последовательно соединенных вентилей выбирают в за-
висимости от пробивного или остающегося напряжения разрядни-
ков ир2- Если разрядники включены между выводами вентильных
обмоток преобразовательного трансформатора или между анодами
и катодом агрегата, то амплитуда возникающих перенапряжений
на вентилях достигает U—U92. Если разрядники подключены
между плюсовым и минусовым выводами выпрямителя, то воз-
можная амплитуда возникающих перенапряжений на вентилях
£7 = £7р2+1,1У2£/ф2 при схеме две обратные звезды с уравнитель-
ным реактором или 17=0,5 (£7рг+1,1 Уб77гф) при трехфазной мосто-
вой схеме. Число последовательно соединенных вентилей класса К
S = 1077 (1 + Да): (я-ав к — 0,01 Дмл) + Si + ^, (55)
где U — возможная амплитуда перенапряжений, кВ; 1+Ди
коэффициент, учитывающий возможное повышение напряжения на
вентилях вследствие неравномерного распределения обратного
напряжения, при лавинных вентилях Ди = 0; кив — коэффициент,
равный отношению неповторяющегося напряжения или напряже-
ния лавинообразования к повторяющемуся (значения кив находят
по табл. 7); Дил — величина, учитывающая влияние окружающей
температуры на напряжение лавинообразования, В, для нелавин-
ных вентилей Дцл = 0; Si -- число резервных вентилей; С\ — число,
округляющее s до целого.
Возможные значения s при si = 1 и Д„ = 0,1 и разных U при-
ведены в табл. 5.
Число последовательно соединенных лавинных вентилей можно
выбирать таким образом, чтобы суммарное напряжение лавино-
Таблица 4
Схема агрегата Тип вентилей 7пк, А а Параметры I d\ > А Л/п, А
Две обратные звезды с уравнительным реактором, выпрямитель (7Кт=20-4-22 4 1600—2500 2700—4300
кА, 6]=0,21 с) В 200, ВЛ200 200 5 6 2500 3200 4200--5400 6200-6600
Трехфазиая мостовая, вы- прямитель (/кт= 20-4-22, В2-320 250 7 2500 4200
320 5 2500 4800
кА/п=0,21с) В2-500 500 4 2500 4500
80
Таблица 5
Вентили Класс вентилей Значение s при схеме агрегата и различных С7, кВ
две обратные звезды с уравнительным реактором трехфазной мостовой
12 14 16 18 20 6 7 8 9 10
10 -/- 15/- 17/- 18/- _/_ -/- 8/- 9/- -/— -/-
12 12/- 14/- 16/- -/- -/- 7/- 8/- -/- -/-
Неуправляемые 24 28 1 1 тт 71- 6/- 8/- 7/— *4 00 тт -/- —/— 1 1 тт 4/- 4/— 5/- 4/— -/- —/— -/- _/—
нелавинные 32 —/— -/- -/- 6/- СП ттт 7/- 6/- 6/- ТТ'Г 1 i 1 ттт з/- 4/- 'ТТТ 'ТТТ
иО 40 5/ — 5/- 3/ — з/- 4/— 3/-
8 13/- 15/- 17/- 19/- -/- 7/— 8/- 9/- -/- -/-
Неуправляемые 10 11/- 13/- 14/- 16/- -/- 6/- 7/- 8/- -/- -/-
лавинные 12 9/- И/- 12/- 13/- —/— 5/- 6/- 7/- -/- -/-
14 8/- 9/- 10/— 12/— -/- 5/- 5/- 6/- -/- -/-
8 16/— 19/- 21/21 24/24 —/26 9/- 10/- 11/11 -/12 -/14
10 13/- 15/- 17/17 19/19 -/21 7/— 8/- 9/9 -/10 -/11
Т нристоры 14 10/- И/- 13/13 14/14 -/16 6/- 6/- 7/7 -/8 -/9
нелавинные 18 8/- 9/- 10/10 11/11 -/12 5/- 5/- 6/6 -/6 -/7
22 7/- 8/- 9/9 10/10 -/10 4/- 5/- 5/5 -/5 -/6
26 6/- 7/- 8/8 8/8 -/9 4/— 4/_ 4/4 -/5 -/5
Тиристоры лавин- 8 14/- 16/- 18/18 20/20 —/22 8/- 9/- 10/10 -/11 -/12
10 Н/- 13/- 15/15 16/16 -/18 6/- 7/_ 8/8 -/9 -/10
12 10/- И/- 12/12 14/14 -/15 6/- 6/- 7/7 -/8 -/8
14 9/- ю/-.н/п 12/12 -/13 5/- 6/- 6/6 -/7 -/7
Примечание.
для инвертора.
В числителе приведено значение s для выпрямителя, в знаменателе—
образования их было не менее максимальной возможной ампли-
туды внутреннего перенапряжения UK, способного привести к от-
казу вентилей:
5=10(7к:(1Ж-0,01Дил) + 51 4- d (56)
В этом случае лавинные вентили будут выполнять роль разрядни-
ка, ограничивая амплитуды перенапряжений до суммарного нап-
ряжения лавинообразования. Выделяемая в них энергия не долж-
на превышать допустимой энергии лавинообразования.
Очевидно, чем в большей степени разрядники будут ограни-
чивать перенапряжения, тем меньше вентилей потребуется соеди-
нять последовательно. Однако уменьшать s можно до определен-
ного значения smiIl (табл. 6). Это минимальное число последова-
тельно соединенных вентилей следует выбирать так, чтобы при
отказе si вентилей амплитуда рабочего напряжения не превышала
рекомендуемого или повторяющегося. В случае применения нела-
81
Таблица 6
Вентили Класс вентилей Значения Smin при схеме
две обратные звезды с урав- нительным реактором трехфазной мостовой
Выпрямитель | Инвертор Выпрямитель Инвертор
10 15 8
Неуправляемые 12 12 — 7 —
нелавинпые 24 7 - —. 4 —
28 6 — 4
32-40 5 — 3 —
Неуправляемые лавинные 8 10 12 12(15) 10(12) 8(H) — 6(8) 5(7) 5(6) —
14 7(9) — 4(5) —
8 15 19 8 10
10 12 15 7 8
Тиристоры 14 9 11 5 6
нелавинные 18 8 9 4 5
22 6 8 4 5
26 6 7 4 4
Тиристоры 8 12(16) 15(20) 6(9) 8(Ю)
10 10(13) 12(16) 5(7) 7(8)
лавинные 12 8(П) 11(14) 5(6) 6(7)
14 7(Ю) 9(12) 4(6) 5(6)
Примечание. В скобках для лавинных вентилей указаны $1П|П выбранные по
винных вентилей (с учетом неравномерного распределения обрат-
ного напряжения)
•Smin = 1,1 Кб /72ф (1 : б/р + Si + <?i. (57)
При лавинных вентилях значение smin можно определить как
Рис. 45. Зависимости коэффициентов
Кисп-u нелавиниых (сплошные кри-
вые) и лавинных (штриховые) вен-
тилей 20-го (кривая /), 12-го (2 и 4)
и 8-го (кривая 3) классов от расчет-
ной амплитуды перенапряжений
Smin — 1,1 Кб /72ф : + $1 £1
(58)
Коэффициент использования
вентилей по напряжению можно
принять равным отношению ми-
нимального числа последователь-
но соединенных вентилей к чис-
лу вентилей, выбираемых по воз-
можной амплитуде перенапряже-
ний,
/^исп.и z= Smln S.
Чем выше t/p2, тем меньше
«исп.и и хуже использование вен-
тилей (рис. 45). С повышением
82
класса неуправляемых нелавинных вентилей использование их
несколько улучшается; при одном и том же кНсп.« для вентилей бо-
лее высоких классов можно применять разрядники с большими
значениями Пр2. В агрегатах тяговых подстанций лавинные венти-
ли используют главным образом с целью упрощения схем; ограни-
чить перенапряжения, имеющие большой запас энергии, они не
могут. В связи с этим лавинные вентили используются несколько
хуже, чем нелавинные.
13. ПОТЕРИ МОЩНОСТИ И ЭЛЕКТРОЭНЕРГИИ
В ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТАХ
При проектировании и в условиях эксплуатации
часто бывает необходимо подсчитать потери мощности и электро-
энергии в полупроводниковых преобразовательных агрегатах. Это
нужно для расчетов их технико-экономической эффективности,
сравнения различных агрегатов, нахождения к. п. д. агрегата и тя-
говой подстанции, подсчета норм расхода электроэнергии.
Потери электроэнергии в преобразовательном агрегате ДЛ
складываются из потерь ДЛ, и ДЛ0, соответственно зависящих и
не зависящих от тока. От тока зависят потери короткого замыка-
ния в преобразовательных трансформаторах ДАТК (при схеме две
обратные звезды учитываются также потери в уравнительном
реакторе), в вентилях преобразовательных секций ДЛП, делителях
тока ДДдт, резисторно-конденсаторных контурах ДЛЙС и в шунтиру-
ющих резисторах ДДдш- Не зависят от тока потери холостого хода
в трансформаторах ДЛТХ, расход электроэнергии на охлаждение
Д^охл и управление ДЛупр агрегатом. При агрегатах с регулирова-
нием выпрямленного напряжения потери электроэнергии возра-
стают вследствие применения вольтодобавочных устройств или
агрегатов, дополнительного расхода на регулирование и управ-
ление.
В преобразовательных трансформаторах (при схеме две обрат-
ные звезды и в уравнительных реакторах) за время работы tp
I \р /р \
ДА = ДЛтх + ДАк = « I M\dt = n ДРХ/Р +-2-2- f licit , (59)
° \ п 7Ют ° '
где ДРТ — суммарные потери мощности в преобразовательном
трансформаторе при токе нагрузки id, кВт.
2
Интеграл f id dt можно вычислить, зная в каждом конкретном
случае закон распределения нагрузок и его параметры. Он представ-
ляет собой произведение /д tp, где /д — действующее значение тока:
/д = Кэ Кэ А 103/(Z7rf tp), (60)
где кэ — коэффициент эффективности тока нагрузки; А — коли-
чество электроэнергии, переработанной преобразовательным агре-
гатом за время tp, тыс. кВт-ч.
83
Рис. 46. Зависимости от мощности и тока
нормированных потерь холостого хода (7, 2)
и короткого замыкания (3) в трехфазных
трансформаторах.
Количество электро-
энергии А приблизитель-
но равно расходу (для
выпрямителя) или воз-
врату (для инвертора)
электроэнергии Асч, опре-
деленному по показани-
ям счетчиков, установ-
ленных на первичной сто-
роне (со стороны сете-
вых обмоток) преобра-
зовательного трансфор-
матора; разница между
А и Леч достигает не-
скольких процентов. Та-
ким образом,
Г ДЛ,
ДЛт-^/гД^х + — X
(61)
Потери холостого хо-
да и короткого замы-
кания в трансформато-
рах регламентированы.
Фактические эти потерн
в некоторых преобразовательных трансформаторах старых выпус-
ков значительно больше, особенно заметна разница в потерях хо-
лостого хода. Разработанные в последние годы трансформаторы
ТМП-бЗОО^Зб, ТДП-^бООЛОЖУ-! и другие, которые предназначе-
ны для мостовых схем, имеют небольшие потери. При расчетах
можно принимать потери в преобразовательных трансформаторах
с трехфазной мостовой схемой такими же, как в обычных трех-
фазных трансформаторах, считая, что мощности 5 = 6300кВ-А
соответствует номинальный ток Лпт=1600 А, мощности
9850 кВ-А — ток 2500 А, мощности 12 600 кВ-А — ток 3200 А.
Зависимости нормированных потерь холостого хода и короткого
замыкания трансформаторов от номинального тока (рис. 46)
можно представить в виде:
APx»ai/dlT.10 3 —Mim-lO-6; (62)
ДРк»С1Лпт-1(Г3 -^/tfiT-lO-6, (63)
где ah bIt С[ и di — постоянные коэффициенты: а> = 5,7—6 7-
bi = 0,34-0,37; С1 = 32; =2,4.
84
Потери мощности в преобразовательных секциях равны сумме
потерь в отдельных вентилях:
AD fiVV Kcx(1+^lk)!d , Л ч,
ДРВ = 6 z Z —~fa—-— (1 + М +
Л=1 у=1
Q S 2 9 g
+62 Z ~~ + Дя/)~*сх$ад(1 + _^^),(64)
fe=l J=1 '
где Id — ток агрегата, А; 1 + Azft — коэффициент, характеризующий
а
неравномерность распределения тока; <0,1, а У, Д/й = 0; 14-Ди,-
*=1
и 1 + Д«у- — коэффициенты, характеризующие отклонения пороговых
напряжений и динамических сопротивлений вентилей от средних зна-
чений; Д„; и Д^у менее 0,05.
Потери электроэнергии в вентилях преобразователя (в кВт-"
за время работы
ад -ИОЛ- Ксх^0Л Л *сх*дХ->03 \
ДА.-рР,Л~ — р+ ( ’
Потери в вентилях уменьшаются с повышением класса вентилей
и уменьшением их числа s (рис. 47).
В делителях тока потери электроэнергии (в кВт-ч) подсчиты-
вают по формуле
ДАдТ = /Тех к2э А2 /?дт-103: (2а/р Ud ), (66)
где /?дт — активное сопротивление обмоток делителя тока, вклю-
ченных в цепь одной ветви вентилей фазы, Ом.
Потери мощности в резисторно-конденсаторных контурах скла-
дываются из потерь в контурах RC, подключенных к выводам
Рис. 47. Зависимости потерь мощности от тока (а) и потерь электроэнер-
гии за время /р = 24 ч от среднесуточного количества переработанной
электроэнергии (б)
85
вентильных обмоток трансформаторов, и в контурах /?ВСВ, вклю-
ченных параллельно группам вентилей. В среднем эти потери не
превышают 1 кВт и можно не считаться с влиянием на них тока
нагрузки. Потери электроэнергии в шунтирующих резисторах вы-
прямителя и инвертора зависят от формы напряжения анод-катод
и, следовательно, от тока. При номинальном напряжении на вен-
тильных обмотках трансформатора эти потери (в кВт-ч) соответ-
ственно
ДЛ«ш«200/рар/(5/?ш),
где 7?ш — сопротивление резисторов, шунтирующих группу парал-
лельно соединенных вентилей фазы, кОм; ар — число групп па-
раллельно соединенных вентилей.
Расходы электроэнергии АЛОХЯ и ЛДупр находят, умножая на
/Р соответствующие мощности, измеренные приборами.
Потери в инверторных агрегатах подсчитывают по тем же фор-
мулам, что и в выпрямительных. Значения среднесуточного коли-
чества электроэнергии, инвертируемой подстанцией на электрифи-
цированном участке постоянного тока в сеть переменного тока,
невелики (ЛСи<15 тыс. кВт-ч), поэтому основную долю состав-
ляют потери, не зависящие от тока нагрузки: они превышают 90%
общих потерь.
Из-за того, что выпрямительно-инверторные агрегаты сущест-
венно большее количество электроэнергии перерабатывают в вып-
рямительном режиме, в ряде случаев оказывается более выгод-
ным выпрямитель выполнять на неуправляемых вентилях, а не
на тиристорах. Чем большую часть времени такой агрегат рабо-
тает в выпрямительном режиме (время tn в течение суток) и чем
больше при этом он перерабатывает электроэнергии, тем он эко-
номичнее. Например, использование подобных агрегатов при
Дс~40 тыс. кВт-ч и кв=/в/24=0,3, Лсиж 15 тыс. кВт-ч и кп~
— tn/24 — 0,7 (где — время работы в инверторном режиме в те-
чение суток) позволит уменьшить потери электроэнергии за сутки
па (1804-400) — (1104-400) = 70 кВт-ч, а при Лс»90 тыс. кВт-ч
и кв=0,8, Дсп«5 тыс. кВт-ч и ки = 0,2 — на (8804-100) -(5604-
4-100) =320 кВт-ч (рис. 48).
В общем случае потери мощности в преобразовательных агре-
гатах можно также представить в виде
ДРпа = ДР04-/7в4 4-5/(/<э/а)2 (68)
или ДРпа = ДРо4-£Л4 4- /?эМ(/Гэ^)2-Ю_3. (68а)
Здесь
ДА’о = Ni (пАРх 4- &Prc + Д^йш 4~ Д^охл 4- Д£упР);
£ZB = tfcxs£/o-lO~3;
86
в_ 1 / ^рк
2а
где N{ — число параллельно работающих агрегатов, изменяется
от 1 до Af; Лэм — эквивалентное по потерям мощности сопротивле-
ние агрегата, Ом.
Потери АР0 практически ие зависят от тока и определяются в
основном потерями холостого хода трансформатора. Их можно
уменьшить, применяя трансформаторы с малыми потерями, сни-
жая емкость конденсаторов и сопротивление резисторов контуров
НС, увеличивая сопротивление шунтирующих резисторов Нш, пе-
реходя на агрегаты с естественным воздушным охлаждением.
Потери Unld прямо пропорциональны току и зависят от типа
вентилей преобразователя, они снижаются с переходом на вентили
более высоких классов. Например, переход от вентилей 10—12-го
классов к вентилям 30-го класса и выше уменьшает потери мощ-
ности на несколько киловатт.
Коэффициент В' зависит от отношения ^Рк1^п, т- е- от актив-
ного сопротивления обмоток трансформатора и параметров вен-
тилей. Уменьшая активное сопротивление обмоток трансформато-
ра и выбирая вентили с меньшими динамическими сопротивления-
ми, можно уменьшить потери, зависящие от квадрата тока. Эти
потери также уменьшаются с увеличением а; чем больше /?д, тем
Рис. 48. Зависимости от среднесуточного количества переработанной электро-
энергии сс потерь в выпрямительно-инверторном агрегате ВИПЭ-1 (а и в) и в
агрегате, состоящем из ВИПЭ-1 и ПВЭ-3 (б и в)
87
Рис. 49. Зависимости удельных потерь
мощности в преобразовательных транс-
форматорах ТМР-5600/35 (кривая 1),
УТМРУ-6300/35 (2) и ТМРУ-16000/101
(3) от переработанной электроэнергии
(кривые 3 построены для одного, 1 и
2 — для двух трансформаторов).
в большей степени влияет уве-
личение а па уменьшение по-
терь.
В выпрямительных агрега-
тах с принудительным воз-
душным охлаждением удель-
ные потери мощности (или
потери мощности) на 1 А сред-
него значения тока /<г приАс =
= 50-4-150 тыс. кВт-ч распре-
деляются следующим (обра-
зом: 70—73% составляют по-
тери в трансформаторах; 16—
21% — в вентилях; 5—2% —
в резисторах Rm; 0,5% — в кон-
турах RC; 8,5-4-3,5 % расходу-
ется на охлаждение. Экономи-
ческие показатели эксплуати-
руемых трансформаторов не-
которых типов не очень высо-
кие (рис. 49); например, один агрегат может работать с Ас до
60 кВт-ч, а наименьшими удельные потери в трансформаторе агре-
гата оказываются при Ас от 80 до ПО тыс. кВт-ч. С повышением
класса вентилей потери в них уменьшаются и еще более возраста-
ет доля потерь в трансформаторах.
Дальнейшего снижения потерь мощности в преобразователь-
ных агрегатах можно достичь, используя вентили высоких клас-
сов и более совершенные трансформаторы с малыми потерями
холостого хода и уменьшенными потерями короткого замыкания.
Выполнение агрегатов на вентилях 30-го класса и выше приводит
к тому, что уменьшаются потери в вентилях, относительно увели-
чиваются постоянная составляющая потерь и потери, зависящие
от квадрата тока. С ростом мощности агрегата растет относи-
тельное значение постоянной составляющей потерь.
Экономическую целесообразность применения преобразова-
тельных трансформаторов тех или иных типов можно оценить,
пользуясь данными нормированных и фактических потерь элект-
роэнергии в них, зависимостью номинального постоянного тока
трансформатора от Ас и кривой распределения Ас-
Один трансформатор с током /diT обеспечивает АС^АЬ При-
менять два трансформатора необходимо, когда А2>АС>-А|; три
трансформатора, если Аз>Ас>А2, и т. д. В диапазоне измене-
ния Ас от А! до А2 возможна работа одного или двух трансфор-
маторов, в диапазоне от А2 до А3 — двух и трех трансформато-
ров и т. д. Необходимое число преобразовательных трансформа-
торов, установленных на 100 условных подстанциях,
АД — Pi + 2(р2 — pi) + 3(р3 — р2) + ... -f- п(100 — pn-i) =
— 100/г — (pi -f- р2 4-... + pn-i),
(69)
88
где рх, р2, р3,---,рп_} — число тяговых подстанций (в %), для ко-
торых среднесуточное количество переработанной электроэнергии рав-
но или меньше соответственно АДЛпт), A2(2/dit), , An-i [(я—1)Лпт].
Одновременно в работе находятся 7V₽a6 трансформаторов.
Это число трансформаторов может быть равно NT или меньше его
и всегда больше
Nt = pi + 2 (/?з /?2) + ... + (я ь1)(100 =
= 100 (я—1)—г(р2 + Рз + ... + рп-1). i(70)
Таким образом, Л;т>А,г?аб> Л7т и 7VT — 7V?a6>A;T—?/i=100—/21.
Чем больше мощность агрегатов, тем меньше разность J NT — Nt,
например при токе /diT>3200 А практически-N^6 « Nt.
Если предположить, что на 100 условных тяговых подстанциях
все Nt трансформаторов находятся в работе, то суммарные поте-
ри электроэнергии в них AAjvt в течение суток будут складывать-
ся из потерь в постоянно работающем одном, двух, трех и т. д.
трансформаторах, т. е.
ДАл'т = 2 ДАц -|- 2 ДА2/ -ф ... 4~ 2 ДАп/~24-ЛЛг -|-
1=0 1=рх 1=Рп-\
-106 / 41 2 1 4» " 1 4’« 2 1 2 \
+ -24772 ,2—( S Aci + -2- Acz + -3- ^j’Aci + ... + — i Adj.
^=0 2 l=PX d l=Pn-l' 1
Для подсчета потерь электроэнергии ДАмг требуется вычис-
лить два вида сумм:
Pl РИ+1
SAci и 2 Aci.
1=0 1—ок
Представим статистическую функцию распределения Ас в виде
прямолинейных отрезков на участках от 0 до А], от А] до А2 и
т. д. Тогда
pi A2 D
2.2 711 рI
Ad~—б—
1—0 6
и
S A2d ~ ——3—— (At + Afe+i + Afe Aft+1),
l=ok
где Ai, Ah, Ай+i — значения среднесуточного количества перера-
ботанной электроэнергии, взятые из статистической функции рас-
пределения (см. рис. 37, а) для pi, pk и ph+l.
Если значения NT и AAjvt разделить на 100, получим прихо-
дящиеся на одну тяговую подстанцию среднее число трансфор-
маторов и потери в них электроэнергии. Умножив Ут и AA^T на
Л^п/100, найдем количество трансформаторов и потери в них для
Na тяговых подстанций.
89
Суммарные потери электроэнергии в трансформаторах, выпол-
ненных по трехфазной мостовой схеме и имеющих /^1т= 12504-
4-3200 А, распределяются следующим образом: потери холостого
хода ДАХ —604-75%, потери короткого замыкания ДАк = 404-25%.
В эксплуатируемых трансформаторах типов УТМРУ-6300/35 и
ТМРУ-16000/10-1 потери ЛАх = 784-88%, ДА,<=224-12%, а втранс-
форматорах типа ТМПУ-6300/35 они равны соответственно 70—
74% и 30 — 26%. Переход от трансформаторов старых типов к но-
вым дает значительную экономию электроэнергии: так, примене-
ние трансформаторов ТМПУ-6300/35ЖУ1 вместо УТМРУ-6300/35
дает в среднем на одну тяговую подстанцию экономию электро-
энергии более 180 тыс. кВт-ч, а применение трансформаторов,
по трехфазной мостовой схеме — более 300 тыс. кВт-ч в год.
14. К. П. Д. ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ
У преобразовательного агрегата к. п. д. г] равен от-
ношению выходной мощности к входной. Для агрегатов, работа-
ющих в выпрямительном режиме, выходную мощность Pd опреде-
ляют как произведение выпрямленных тока Id и напряжения Ud, а
входную устанавливают, суммируя измеренные потери мощности
ДР и выходную мощность. Таким образом, для выпрямителя
ri = UdId-.(UdId + ^P)=\~^p:{\ + ^p), (71)
где fS.p=APlUdId — удельное значение измеренных потерь мощ-
ности, приходящееся на единицу выходной мощности.
Для преобразовательных агрегатов, работающих в инвертор-
ном режиме, входную мощность определяют как произведение
ldUd, а выходную —как разность между входной мощностью и
измеренными потерями мощности. К. п. д. инверторного агрегата
n = (UdId- АР):(/Л/Д=1- Ьр. (72)
Среднее значение к. п. д. г] за время работы выпрямительного
агрегата tp находят по средним значениям выходной мощности
~Pd=A/tv и потери мощности АР = АА/^р. Расход электроэнергии
Асч, подсчитанный по показаниям электросчетчиков агрегата, вклю-
чает в себя часть общих потерь
ДА7 = ДАТ + ДАВ А- ДА/?с 4" ДА^ш,
поэтому
А = Асч — ДА7 и т; = 1 — (ДА7 4~ ДАохл): (АСч 4" ДАОхл)-
Выходная мощность выпрямительного агрегата увеличивается
с ростом тока и уменьшается с увеличением индуктивного сопро-
тивления X, поэтому среднее значение к. п. д. снижается с умень-
шением мощности питающей системы переменного тока, т. е. с
увеличением X (рис. 50).
90
В)
7
fl,SB
0,37
0,96
0,95
fl 50 100 150 ZOO AcmiC. кВт-ч
Рис. 50. Зависимости выходной мощности от тока (а) и к. п. д. агрегата от
среднесуточного количества переработанной электроэнергии (б) при различных
индуктивных сопротивлениях X; агрегат выполнен по схеме две обратные звез-
ды с уравнительным реактором, естественное воздушное охлаждение венти-
лей, применены два трансформатора УТМРУ-6300/35, s=14
Для инверторного агрегата среднее значение выходной мощно-
сти определяется электроэнергией Дрек, возвращенной в питающую
сеть переменного тока:
Дрек Доч А Дохл ДДупр. (73)
Средние значения выходной'"и входной мощностей соответственно
равны Дрек:/р и (Лрек + ДД)-.tj= (Дсч + ДД"):tp.
Таким образом, среднее значение к. п. д. инвертора
т; = 1 — ДД: (Дсч + ДД"), (74)
где ДД" = ДДТ -|- ДДВ + ДДдт Н~ ДДдс Н~ ДДдш.
Потери в сглаживающих реакторах и реакторах инвертора учи-
тывают при расчетах к. п. д. тяговой подстанции. Рассчитывая
удельный расход электроэнергии на покрытие потерь в устройст-
вах электроснабжения, к. п. д. агрегата и тяговой подстанции оп-
ределяют, не принимая во внимание ДД0Хл и ДДупр, так как они
учтены при нормировании расхода электроэнергии на собствен-
ные нужды.
Если принять, что J7d = const (горизонтальная внешняя харак-
теристика) и к3 не зависит от тока, то ток W, при котором
к. п. д. полупроводникового выпрямительного агрегата имеет
максимальное значение , находят как
1 1 Г ЬР0
/d==^ V ~~в~'
Следовательно, существует взаимосвязь между током 1а", по-
терями ДР0 и коэффициентом В. Поэтому значения ДР0 и В нель-
зя выбирать произвольно, их соотношение при проектировании аг-
регата следует устанавливать исходя из того тока, при котором
необходимо иметь максимальный к. п. д. Максимальное значение
91
Рис. 51. Зависимости тока 1" а (а) и к. п. д. (б) агрегата по трехфазной мос-
товой схеме от номинального тока трансформатора:
/ - вентили до 14-го класса; 2 >— 30-го класса и выше
к. п. д. зависит от напряжения UB, пропорционального произведе-
нию числа последовательно соединенных вентилей на их порого-
вое напряжение, и от значения /pQ или APxAPK//j1T:
> Ud I d __I Ув 4- 2кэ')1 B\Pо (75)
’r>m~Ua/"d+HPQ + UBf'a + B^3/'ay~ Ud + UB + 2K^BlP0’ '
У трансформаторов старых типов с повышенными потерями холо’
стою хода максимальный к. п. д. будет при токе, который в мень-
шей степени отличается от номинального. Например, для агрегата
с трансформаторами УТМРУ-6300/35 ток Д = (0,73-4-0,79)Ллт,
с ТМПУ-6300/35 —ток/d = (0,49-r0,50)/diT, а с трансформаторами
такой же мощности, но для преобразовательных агрегатов, собран-
ных по трехфазной мостовой схеме, l"d = (0,38-4-0,43) Лш (рис. 51, а).
Для полупроводниковых выпрямительных агрегатов на выпрямленное
напряжение £Д = 6,6 кВ ток /а = (0,40-?0,56)/а1Т.
К. и. д. г]т растет с увеличением IdtT и класса вентилей (рис.
51, б). У агрегатов на вентилях 30-го класса и выше он на 0,15—
0,35% больше.
Максимальное значение к. п. д. одновременно работающих
Nt агрегатов такое же, как одного агрегата. Это объясняется тем,
что не изменяются значения UB и дгт- (Ni&Po) = В&Р0. Однако
значение тока, при котором отмечается максимум к. п. д., будет
другим: _____
гр -l/'Nl&Pa
Id =И -BiNT = NlId-
Таким образом, при работе Ni агрегатов максимальным к. п. д.
будет при токе, в Ni раз большем, чем при работе одного агре-
92
гата. Ток /d0, при котором становится целесообразной одновремен-
ная работа Ni агрегатов, находят из равенства
Вкэ Ids = N i &Р оU в I di Кэ
откуда
Idi^IdV'Ni^I^IVWi.
При токе Ids к. п. д. Ni параллельно работающих агрегатов
становится равным к. п. д. одного агрегата. В реальных условиях
выпрямленное напряжение зависит от тока и к. п. д.
=______________________________________
Ток, при котором к. п. д. достигает максимального значения т/ш,
Id ~ «э у В ( 8 £7В 82 квУВЬ.Р0},
где 82 = 1 + Uв Rs: (ка BUdo).
Если рассматривать только преобразовательный агрегат без пи-
тающей системы переменного тока и при определении R3 учитывать
одну индуктивность рассеяния фазы трансформатора, то, как пока-
зывают расчеты, ток 1а" отличается от 4 на 2—3%, т. е. Id =
= Ki l'd ~ (0,974-0,98)4 и
' _j__________________4~ ’^кэ УВАР0_______________ (77)
’flm~ [Udo — (кг:кэ) РэулР^В.1О-3} + [7в + 2кэ-1/ВЛРо ( '
Максимальный к. п. д. r]'m, вычисленный с учетом реальной
внешней характеристики преобразовательного агрегата, немного
больше (на несколько сотых процента) максимального к. п. д.
т]т, подсчитанного при 67^1 = 3,3 кВ.
При проектировании агрегата значение UB, которое зависит от
параметров вентилей, известно, максимальное значение к. п. д.
т\'т можно выбрать. Если еще известен ток 1а" (см. § 15), то
можно найти остальные параметры
О = ----------------7Г"7>----------\
K!d
ДР0 = 0,54 [(74, - Ki Rb I'd IO"3)(1 /7jm - 1) - Z7B].
Затем определяют необходимую зависимость т] от тока.
Зависимость к. п.д. преобразовательного агрегата от тока не
может быть любой и должна определяться характером нагрузок:
их величиной и длительностью.
Ток I"d зависит от характера нагрузок тяговых подстанций.
При среднесуточном количестве переработанной электроэнергии,
93
соответствующем рис. 37, а, ток 7"d~900 А. Следовательно, для
тяговых подстанций целесообразен преобразовательный агрегат,
у которого к. п. д. достигает максимального значения при токе
900 А. Выбираемый по I'd номинальный ток трансформатора при
трехфазной мостовой схеме равен примерно 2500 А (см. рис. 51, а).
Зная ток I'd, можно также разработать требования к параметрам
агрегата: определить необходимое соотношение потерь ЛРо и ко-
эффициента В. Для тяговых подстанций агрегаты с трансформа-
торами, имеющими повышенные потери холостого хода, оказыва-
ются выгодней мепыпей поминальной мощности, а агрегаты с
трансформаторами, у которых потери холостого хода неболь-
шие, — большей мощности. Это объясняется тем, что в первом
случае у трансформаторов ток I"d меньше отличается от номи-
нального, чем во втором.
К. п. д. преобразовательных агрегатов с регулированием на-
пряжения подсчитывают таким же образом, как и агрегатов без
регулирования напряжения. Так как внешние характеристики аг-
регатов различны, сравнение их R.п.д. целесообразно проводить
в зависимости от заданной мощности Pd- Максимум к. п. д. будет
при наименьшем значении удельных потерь мощности
ДР лРо , UB , V* D .
р р ' и и2 а’
‘ d Щ '-'det иИст
где UdcT — уровень стабилизации внешней характеристики.
Мощность Pdm, при которой к. п. д. подстанции достигнет мак-
симума,
Pdm = иаст У ЬР0: (№э /?эм). (78)
При уменьшении эквивалентного сопротивления /?эм увеличи-
ваются Pdm и максимальное значение к. п. д. Увеличение ЛР0 при-
водит к уменьшению максимального значения к. п. д. и к возрас-
танию Pdm- Подстанции с регулируемым агрегатом имеют боль-
шие значения Рэм, UB и &Ро, чем обычные. Однако наличие регу-
лируемого агрегата дает возможность поддерживать на шинах
подстанции более высокий уровень выпрямленного напряжения,
что может привести в некоторых случаях к повышению к. и. д.
15. ВЫБОР МОЩНОСТИ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНОГО АГРЕГАТА
ПО МИНИМУМУ ПОТЕРЬ ЭЛЕКТРОЭНЕРГИИ
Используя статистическую функцию среднесуточно-
го количества переработанной электроэнергии Ас, можно найти
зависимость суммарных потерь электроэнергии от мощности пре-
образовательного агрегата и, следовательно, выбрать необходимое
значение этой мощности по минимуму потерь. Так как статисти-
94
ческая функция распределения Ас довольно стабильна, она может
служить основанием и для выбора агрегата необходимой мощно-
сти на перспективу.
Общие потери мощности находят, просуммировав потери мощ-
ности в отдельных агрегатах. Выбрав из общего количества NTn
группы подстанций Nt, N2, .... NNi, Nn, на которых работают
соответственно 1, 2, ..., N агрегатов, и приняв, что все агрегаты
идентичны, получим
^ТП ^ТП W
^Pn^N^Pt + U^Idj + B 2 х,---•
J=1 J=1 JVZ=1 1
где Na=Nt+2N2+... + NNw — общее число одновременно ра-
ботающих агрегатов на тяговых подстанциях (с учетом парал-
лельной работы).
Для расчета потерь электроэнергии A4Z в течение определен-
ных промежутков времени t (суток, месяца, года) практически
удобнее использовать статистическое среднее значение потерь
мощности М* [ДРпа], условно отнесенное к одной тяговой под-
станции и рассчитанное в области заданных t. Тогда суммарные
потери электроэнергии
ДД<=^тпХ[Д^па]. (79)
Статистическое среднее потерь мощности
7V
;v тп
М [ДРпа] = ---= X ДРо + (Л х [4Я +
;v тп
W/VZ
где М* [Л^а] — статистическое среднее число агрегатов, одновременно
работающих на одной тяговой подстанции; М* \Idj\ — статистиче-
ское среднее токов подстанций.
Входящие в полученное выражение значения токов прибли-
женно подсчитывают по количеству переработанной электроэнер-
гии на тягу поездов.
При технико-экономической оценке преобразовательного агре-
гата той или иной мощности необходимо знать годовые потери
электроэнергии
ДДг = Э65-24ЛГтпЛ1?[ДРпа]. (81)
Из этого выражения следует, что при выборе мощности агрегата
по минимуму потерь электроэнергии критерием служит минимум
статистического среднего потерь мощности, условно отнесенного к
95
одной тяговой подстанции и рассчитанного в пределах промежут-
ка времени, равного одному году:
n S (4;)2
М* [ДРпа] = Х pva] ДР0+£/вМ [/с/]+5 £ дг-дг-----. (82)
JVZ = 1 1 тп
где 7Wr[/Cj] — статистическое среднее среднесуточных токов под-
станций.
Полученное выражение служит для подсчета статистического
среднего потерь мощности с учетом параллельной работы агре-
гатов; когда на каждой подстанции работает только один агре-
гат (Лг=1),
X1ДРпа] = \Р0 + UB М* [/су] + [«э; Л/], (83)
где а2[кэу/су] — статистический начальный момент второго по-
рядка действующих токов подстанций.
Если не учитывать параллельной работы агрегатов, то номи-
нальный ток их трансформаторов можно определить из условия
d. (М* [ДРпа]) _ </(ДР0)
dT^ + “2 ‘dl^ ~
rf(A^x)
^dlT
/У / ДР
aIdn ' 2dlT
к2 sR ~3 \
—д-10 =0.
2<z /
Зависимости ЛРХ и ДРК были получены ранее. Число парал-
лельно соединенных вентилей с учетом требований 100 %-ной пе-
регрузки и допустимой неравномерности распределения тока
±10%:
а~2,2кСх/щт:(6/пк). (84)
Подставив значения ЛРХ, ДРК, а и произведя необходимые
преобразования, получим
,з а»-10» 2 (С14-е2)-10э г . , „
Л1т 27?“ dVi -------2bi----аг[Кэ/ /с7 ] = 0,
где С2=z 8,2/Гсх siПк • б.
Из этого уравнения находят ток Ian и по нему определяют
мощность агрегата.
Ток Ц, при котором потери Л^[ДРиа] минимальны,
I'd « /МЛЙ- (85)
Это значение тока Id получено в предположении, что у рассмат-
риваемых агрегатов разной мощности один и тот же максимальный
к. п. д. т;т , эквивалентные сопротивления /?э = 0и к3 — const.
96
Рис. 52. Зависимости от номинального тока статистического среднего потерь
мощности в агрегате, выполненном по трехфазпой мостовой схеме с вентилями
до 14-го (а) и выше 30-го класса (б)
Расчеты потерь электроэнергии в преобразовательных агрега-
тах с учетом параллельной работы показывают, что минимум
потерь выражен неявно, поэтому необходимая номинальная мощ-
ность агрегата изменяется в широких пределах (рис. 52). Прак-
тически номинальная мощность преобразовательного агрегата
оказывается одной и той же при выборе ее с учетом и без учета
параллельной работы. Класс вентилей не оказывает влияния на
выбор мощности агрегата по минимуму потерь.
4--6015
Глава Ш
СХЕМЫ И УСТРОЙСТВА ЗАЩИТЫ,
СИГНАЛИЗАЦИИ И УПРАВЛЕНИЯ
16. СХЕМЫ ВКЛЮЧЕНИЯ РАЗРЯДНИКОВ
На полупроводниковые вентили воздействуют рабо-
чее напряжение синусоидальной формы и синусоидальной формы
с коммутационными выбросами, а также атмосферные и комму-
тационные перенапряжения. За основной параметр по напряже-
нию принимают повторяющееся напряжение Ulb которое зависит
от схемы агрегата и учитывает имеющиеся выбросы напряжения.
Каждому классу К вентиля с пелавипной характеристикой соот-
ветствует повторяющееся напряжение Un= 100К и неповторяющее-
ся t/неп, которое должно полностью исчезать перед следующим
прикладываемым перенапряжением. У вентилей с лавинной ха-
рактеристикой классу К соответствует [7ц=100К и напряжение
лавинообразоваиия V-,. Приходящаяся на вентиль амплитуда си-
нусоидального рабочего напряжения не должна превышать реко-
мендуемого значения Up. Соотношения между параметрами по
напряжению приведены в табл. 7.
Если амплитуда приложенного к полупроводниковому венти-
лю перенапряжения превысит определенное значение, то вентиль
пробьется, т. е. произойдет его отказ. Для ограничения амплиту-
ды возникающих перенапряжений применяют разрядники или
другие защитные устройства. В идеальном случае характеристи-
ки вентилей и разрядников должны быть взаимно согласованы
таким образом, чтобы пробивное или остающееся напряжение па
разряднике было равно или меньше напряжения, допустимого
для защищаемых вентилей. Тогда число последовательно соеди-
ненных вентилей можно выбирать по максимальному значению
рабочего напряжения между анодом и катодом агрегата.
Так как преобразовательный агрегат нормально работает при
пробое одного из последовательно соединенных вентилей, то до-
пустимое напряжение между анодом и катодом агрегата в слу-
чаях применения нелавинных или лавинных вентилей соответ-
ственно
Г J (<; 1 \ / / 13 Уб U2ф , J
U доп — — 1) С/ неп —-------С/ леи»
илоп = (х - 1) и., = и
Таким образом, разрядник должен ограничивать перенапряжения
между анодом и катодом выпрямителя на пелавннных диодах до
98
£7дОп=1_з73-11 убИ2ф~4,7 и2ф и па лавинных до С7Доп= 1.25Х
Х1Д У~6^2ф~3,4[72ф (соответственно 14 и 10 кВ при схеме две об-
ратные звезды с уравнительным реактором, 7 и 5 кВ при трехфаз-
ной мостовой схеме).
В инверторе перенапряжения необходимо ограничивать до
£УДОП=2,39-иХУбС/гфи^З^С/гфи при нелавинных и до С7доп=1,20-
• 1,1 У 66/2фи«3,2[72фИ при лавинных тиристорах (соответственно 14
и 12 кВ при схеме две обратные звезды с уравнительным реакто-
ром, 7 и 6 кВ при трехфазной мостовой схеме). Уставка разряд-
ника и остающееся напряжение на нем при импульсных токах до
2000 А не должны превышать указанных значений.
Промышленность пока не выпускает разрядников с такими
параметрами; применяемые разрядники с дугогашением имеют
более высокие уставки и остающиеся напряжения: практически
уставку приходится выбирать в 1,8—2,5 раза больше амплитуды
рабочего напряжения. Поэтому число последовательно соединен-
ных вентилей значительно превышает оптимальное.
Разрядники для защиты полупроводниковых выпрямительных
агрегатов включают или со стороны переменного тока между вы-
водами вентильных обмоток и нулевым выводом преобразова-
тельного трансформатора (либо уравнительного реактора), меж-
ду выводами вентильных обмоток, между анодами и катодом пре-
образовательного агрегата или со стороны постоянного тока
между плюсовым и минусовым выводами (рис. 53). Защита инвер-
торных агрегатов от перенапряжений осуществляется разрядни-
ками, устанавливаемыми со стороны как переменного, так и по-
стоянного тока. Полупроводниковые преобразовательные агрега-
ты защищают также подключенными к шинам постоянного тока
тяговых подстанций разрядниками РВПК-3,3, которые позволяют
ограничить амплитуду атмосферных и обладающих большим за-
пасом энергии коммутационных перенапряжений.
Для защиты выпрямительно-инверторных агрегатов, имеющих
общий преобразовательный трансформатор, разрядники со сто-
роны переменного тока можно подключать к ответвлениям вен-
тильных обмоток выпрямителя. Благодаря электромагнитной
Таблица 7
Параметр Значения параметров для
диодов тиристоров
пелавинных лавинных пелавинных лавинных
7/п 100tf 100К 100 Д' 100/7
U неп 125/Д1,2577л) 111/7(1,117/п) 120/7(1,277л)
7/л — 125/7(1,2577л) — 120/7(1,277п)
t/p 67/<(0,67Z7n) 100^ 77 л) 80/7 (0,807/п) 100/7(//п)
4*
99
Pirc. 53. Схемы подключения разрядников для зашиты от перенапряжений по-
лупроводниковых выпрямительных (а, б, в и г) и инверторных (д и е) агрегатов
связи между выпрямительной обмоткой и дополнительной, пред-
назначенной для повышения напряжений, перенапряжения будут
ограничиваться как на выпрямителе, так и на инверторе. Работа
разрядников при этом облегчается, так как приходящееся на них
рабочее напряжение уменьшается на 25%. Агрегаты с выпрями-
телем на неуправляемых вентилях и инвертором па управляемых
можно защищать тремя биполярными разрядниками, включенны-
ми между плюсовым и минусовым выводами выпрямителя и на
входе инвертора (до и после реактора).
Разрядники включают между выводами вентильных обмоток
преобразовательного трансформатора и нулевым выводом урав-
нительного реактора или между выводами противофазных вен-
тильных обмоток в агрегатах, выполненных по схеме две обрат-
ные звезды с уравнительным реактором; при трехфазной мосто-
вой схеме разрядники включают между выводами вентильных об-
моток. Наибольшие действующие значения рабочего напряжения
на разрядниках, включенных между выводами вентильных обмо-
ток трансформатора и нулевым выводом уравнительного реак-
тора, равны 1,1 Пгф и 1,1 С/гФю а между выводами вентильных об-
моток (трехфазпая мостовая схема) — 1,1]/ЗП2ф и 1,1 ]/ЗН2ф1Г.
В преобразовательных агрегатах, выполненных по схеме две
обратные звезды с уравнительным реактором, максимальные на-
100
Рис. 54. Фазные напряжения (сплош-
ные кривые) и противо- э. д. с. инвер-
тора (штриховые) (а), напряжение на
половине обмотки уравнительного ре-
актора (б) и напряжение между выво-
дом вентильной обмотки и нулевым
выводом уравнительного реактора (в)
пряжения, прикладываемые к
разрядникам инвертора, могут
оказаться выше рабочих на
30—50% вследствие влияния
уравнительного реактора, при-
чем значение напряжения за-
висит от угла опережения (рис.
54). В случае небольших ус-
тавок разрядников возможно
их каскадное срабатывание.
При этом срабатывание одно-
го разрядника вызывает мно-
гократные повторные сраба-
тывания других; если уставка
меньше некоторого значения,
то повторные срабатывания
могут не прекратиться.
Срабатывание одного из
трех разрядников, включенных
между выводами вентильных
обмоток и нулевым выводом
трансформатора, приводит к
тому, что фазное напряжение
оказывается почти полностью
приложенным к одной полови-
не обмотки уравнительного
реактора. Поэтому к двум
другим разрядникам прикла-
дываются напряжения, близ-
кие к линейным, и создаются
условия для их срабатывания.
Напряжение возникает во вто-
рой половине обмотки уравнительного реактора и складывается
с напряжением фазы, противоположной той, в которой сработал
разрядник. Срабатывание противофазного разрядника, напряже-
ние на котором достигает почти двойного фазного, может вызвать
срабатывание остальных разрядников. Например, срабатывание
разрядника фазы al вызывает увеличение напряжения па разряд-
никах фаз ЬЗ, с5 и а4; срабатывание разрядников фазы а4, как
и разрядников фаз ЬЗ и с5, может привести к срабатыванию раз-
рядников фаз Ь6 и с2 и т. д.
Хотя по условиям дугогашения для разрядников допустима ус-
тавка, меньшая амплитуды линейного напряжения, пробивное на-
пряжение их искровых промежутков из-за каскадного срабаты-
вания следует выбирать большим. Возможная амплитуда линей-
ного напряжения зависит от того, включается агрегат на холос-
той ход или на нагрузку. Если для выпрямителя принято, что
сначала включается его трансформатор, а потом нагрузка, то
допустимое амплитудное значение пробивного напряжения
101
° 5 ID 15 20 25 Rpa3,OM
Рис. 55. Графики распределения времен
гашения сопровождающего тока раз-
рядниками с резистором линейного со-
противления (а) и зависимости уровня
перенапряжений от сопротивления раз-
рядника (б)
искрового промежутка раз-
рядника выбирают из условия
t7p2SH,l Уб172ф=8,15 кВ; ис-
ходя из этого же условия вы-
бирают уставку разрядников
инвертора более 10,2 кВ (для
схем рис. 53, а и д). Если вы-
прямитель включается на на-
грузку (сначала включается
быстродействующий, а потом
масляный выключатель), то
допустимое амплитудное зна-
чение пробивного напряжения
выбирают из условия
Ур2^1,1 УбТЛф cos л/3=7,05кВ
Каскадное ! срабатывание
возможно и при включении
разрядников между выводами
противофазных вентильных
обмоток (см. рис. 53, б). При
этом к уравнительному реак-
тору прикладывается двойное
фазное напряжение, которое
суммируется с другими противофазными напряжениями и
может вызвать срабатывание разрядников. Поэтому для раз-
рядников выпрямителя Кр2>2-1,1 уб£/2ф= 16,3 кВ, а для разряд-
ников инвертора — Кр2>20,4 кВ.
Между выводами вентильных обмоток трансформатора и пу-
левым выводом уравнительного реактора подключают разрядни-
ки с резисторами. Характер гашения ими сопровождающего тока
примерно одинаков. Время гашения сопровождающего тока раз-
рядником с резистором, сопротивление которого линейно, достига-
ет нескольких десятков миллисекунд (рис. 55, а). Сопротивление
резистора выбирают из условия ограничения перенапряжений
при переходе волн с сетевой на вентильные обмотки трансформа-
тора; при сопротивлениях 14—15 Ом перенапряжения ограничи-
ваются до 5—8,5 кВ в зависимости от длины волны t (рис. 55, б).
Включать разрядники между анодами и катодом можно и в
выпрямителях и в инверторах. Для преобразовательных агрега-
тов, выполненных по трехфазной мостовой схеме, такое подклю-
чение нецелесообразно, так как число разрядников увеличивается
в 2 раза. Разрядники при таком подключении должны быть рас-
считаны на максимальное значение рабочего напряжения
1,1"|/6 U2^ или 1,1 Уб Каскадные срабатывания разрядников
также не исключены, особенно при включениях агрегата на хо-
лостой ход, когда могут сработать разрядники, подключенные к
противофазным вентильным группам.
102
Исследования работы разрядников между анодами и катодом
в выпрямителях показали, что при пробивных напряжениях иск-
ровых промежутков 12—14 кВ гашение сопровождающего тока
происходит неудовлетворительно и возникает большое число пов-
торных зажиганий дуги. При пробивных напряжениях разрядни-
ков 16—17 кВ повторные гашения дуги прекращаются.
Испытаниями установлено, что у разрядников с дугогашени-
ем, включаемых между анодами и катодом, пробивные напряже-
ния искровых промежутков должны более чем в 2 раза превы-
шать амплитуду рабочего напряжения анод-катод.
Включение разрядника между плюсовым и минусовым выво-
дами не нашло применения на тяговых подстанциях постоянного
тока 3,3 кВ. Однако подобная схема защиты наиболее рациональ-
на, так как используется один биполярный разрядник вместо
шести или трех. Разрядник, включенный таким образом, ограни-
чивает перенапряжения не только на входе агрегата, но и на
вентильных обмотках трансформатора. Максимальное рабочее
напряжение на разряднике может достигать 1,1 У2Д2ф = 4,7 кВ
при схеме две обратные звезды с уравнительным реактором и
1,1]/6 £/2ф = 4,05 кВ при трехфазной мостовой схеме. Энергия, вы-
деляемая в разряднике при срабатывании, может быть значи-
тельной из-за наличия сглаживающего устройства.
Уставка такого разрядника £7Р2~УДоп—1,1]/2[/2ф для выпря-
мителя по схеме две обратные звезды с уравнительным реак-
тором (14—1,1]/2-3,02=9,3 кВ при нелавинных и 10-—1,1]/2-3,02=
= 5,3 кВ при лавинных диодах) и Up2& 2£/ДОп—1,1]/6Д2ф для вы-
прямителя, выполненного по трехфазной мостовой схеме (2-7—
—1,1]/6-1,51 ~ 10 кВ при нелавинных и 2-5—1,1]/6-1,51 ~6 кВ при
лавинных диодах). Биполярный разрядник с дугогашением мо-
жет иметь уставку 8—9 кВ, что позволяет ограничить перенапря-
жения на нелавинных диодах до необходимого уровня.
Для защиты полупроводниковых преобразовательных агрега-
тов используются разрядники следующих типов, выпускаемые на-
шей промышленностью: РВПК-3,3, РВБК-3,3, РВМ-6
(РВРД-6У1), РВМ-3 (РВРД-ЗУ1), РБК-3, РРА-3. В настоящее
время ведутся работы по созданию бездуговых полупроводнико-
вых разрядников и разрядных устройств, применение которых
позволит еще более ограничить уровень перенапряжений и повы-
сить надежность защиты.
Вентильный разрядник РВПК-3,3 включают между плюсовой
и минусовой (рельсом) шинами подстанции, он ограничивает пе-
ренапряжения на входе преобразователя. Импульсное пробивное
напряжение его близко к амплитуде пробивного напряжения при
частоте 50 Гц, вольт-амперная характеристика согласована с
уровнями изоляции оборудования и аппаратуры тяговой подстан-
ции и электроподвижного состава.
Биполярный вентильный разрядник РВБК-3,3 используют для
защиты инверторных агрегатов. Он служит главным образом для
103
Таблица 8
Назначение преобразова- теля Схема преобразо- вателя Место установки раз- рядника Разрядник Пробивное напряже- ние разряд- ника, кВ Число раз- рядников
Две обратные звезды с урав- нительным реак- тором Выводы вентиль- ных обмоток—иуле- в ой вывод уравни- тельного реактора Выводы противофаз- ных вентильных об- моток РВМ-З (РВРД-ЗУ1) РВБК-3,3 РБК-3, РРА-3 РВМ-6 (РВРД-6У1) До 13,6 7,0—9,0 7,0—9,0 До 25 6 6 6 3
выпрямите; Трехфазная мостовая Выводы вентильных обмоток РВМ-З (РВРД-ЗУ1) РВБК-3,3 РБК-3, РРА-3 До 13,6 7,0-8,0 7,0—8,0 3 3 3
Две обратные звезды с урав- нительным реак- тором и трехфаз- ная мостовая Плюсовая-минусо- вая шины выпрям- ленного напряжения т яговой подстанции РВПК-3,3 8,5-9,0 I
& o' Две обратные звезды с урав- нительным реак- тором Выводы вентильных обмоток—нулевой вывод уравнитель- ного реактора Нулевой вывод трансформатора- ка- тод преобразователя Плюсовая-мииусо- вая шины (до бы- стродействующих выключателей) РБК-3, РРА-3 РВБК-3,3 РВБК-3,3 12—13 10-12 8,5—9,0 6 I 1
S Трехфазная мостовая Выводы вентильных обмоток РБК-3, РРА-3 8,0—9,0 3
Анодный-катодный выводы преобразо- вателя РВБК-3,3 10—12 1
Плюсовая-минусо- вая шины (до бы- стродействующих выключателей) РВБК-3,3 8,5—9,0 1
Выпрямитель Обе схемы Плюсовой-минусо- вой выводы агре- гата РВБК-3,3 8,0—9,0 1
104
ограничения коммутационных перенапряжений. Разрядники
РВБК-3,3 включают до и после реакторов инвертора. Этот же
разрядник можно применить для защиты выпрямителей, включив
его между плюсовым и минусовым выводами агрегата.
Вентильные разрядники РВПК-3,3 и РВБК-3,3, предназначен-
ные для внутренней установки, имеют дугогасительную камеру
с искровым промежутком и защитный кожух, в котором распо-
ложены тервитовые диски, имеющие нелинейное сопротивление.
Для учета числа срабатываний разрядника последовательно с ним
включают импульсный счетчик. У разрядников РВПК-3,3 и
РВБК-3,3 разные системы дугогашения, поэтому их дугогаситель-
ные камеры различны. В камере разрядника РВПК-3,3 имеются
постоянные магниты, создающие в зоне электродов необходимое
магнитное поле для гашения сопровождающего тока. Для усиле-
ния поля в корпусе камеры предусмотрены стальные полюсы.
Магнитное поле в разряднике РВБК-3,3 создается катушкой со
стальным сердечником. Разрядник РВПК-3,3 поляризованный; не-
обходимо строго соблюдать указанную на нем полярность при
подключении. Разрядник РВБК-3,3 деполяризованный и соблю-
дение полярности не требуется.
Разрядники РВМ-6, РВМ-3, РВБК-3,3, РБК-3 и РРА-3
(табл. 8) используют для ограничения перенапряжений в анод-
ных цепях выпрямителей; РВМ-6 применяют только при схеме две
обратные звезды с уравнитель-
ным реактором и включают ме-
жду выводами противофазных
вентильных обмоток. Разрядни-
ки остальных типов включают
или между выводами вентиль-
ных обмоток трансформатора и
нулевым выводом уравнительно-
го реактора, или между вывода-
ми вентильных обмоток (в трех-
фазной мостовой схеме). Раз-
рядники РБК-3 и РРА-3 приме-
няют для защиты инверторов.
На ряде дорог их включают ме-
жду анодами и катодом инвер-
тора.
Вольт-амперные характерис-
тики разрядников РВМ-3 и РВМ-6
вполне удовлетворительны, од-
нако пробивные напряжения
при частоте 50 Гц у них высокие.
У разрядников РВБК-3,3, РБК-3
и РРА-3 пробивные напряже-
ния меньше, и поэтому приме-
нять их в анодных цепях более
целесообразно.
Рис. 56. Шкаф с разрядниками
РБК-3
105
Разрядники с резисторами линейного сопротивления РБК-3 и
РРА-3 имеют дугогасительную камеру, подобную камере разряд-
ника РВБК-3,3. У разрядника РБК-3 (рис. 56) камера 1 и рези-
стор 2 установлены на общей панели, резистор представляет
собой фарфоровую трубу, па которую намотана спираль из ни-
хромовой проволоки, сопротивление резистора 15 Ом. Сверху ре-
зистор обмотан стеклолептой, которая служит для защиты от пе-
рекрытий на заземленные конструкции в случае сгорания спира-
ли. Термостойкость резистора разрядника РБК-3 характеризуется
зависимостью тока 1т от времени /раз, в течение которого проис-
ходит его разрушение:
1т , А............. 210 350 390 480 560 700 1250
/раз , с........... 3,20 1,56 1,06 0,80 0,42 0,28 0,12
Разрядник РРА-3 имеет камеру и резисторы СР-331, которые
установлены на стеклотекстолитовом основании. Общее сопро-
тивление последовательно соединенных резисторов 10,2—13,6 Ом.
17. ОГРАНИЧЕНИЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
РЕЗИСТОРНО-КОНДЕНСАТОРНЫМИ КОНТУРАМИ
Для защиты преобразователей от перенапряжений
устанавливают также контуры RC*, которые снижаютскоростьпа-
растания обратного напряжения, прикладываемого к вентилям,
улучшают распределение напряжений между ними, ограничива-
ют перенапряжения, появляющиеся при отключениях ненагру-
женного преобразовательного трансформатора, уменьшают число
срабатываний разрядников. Контуры RC в схеме две обратные
звезды с уравнительным реактором можно включать между вы-
водами вентильных обмоток и нулевым выводом уравнительного
реактора (рис. 57, а), выводами противофазных вентильных об-
моток (рис. 57, б), анодами и катодом агрегата. В трехфазной
мостовой схеме контуры RC подключают между выводами вен-
тильных обмоток (рис. 57, в) или анодами и катодом (рис. 57, г).
Влияние контуров RC при различных схемах подключения при-
мерно одно и то же.
У выпрямителей обычно включают контуры RC между выво-
дами противофазных вентильных обмоток и между анодом и ка-
тодом, а у инверторов — между анодами и катодом. В выпрями-
тельно-инверторных агрегатах, имеющих общий преобразователь-
ный трансформатор, контуры RC включают только между анода-
ми и катодом инвертора; в этом случае снижаются перенапряже-
ния, а также ограничивается скорость нарастания напряжения
и на вентилях выпрямителя.
При расчете параметров контуров RC приходится учитывать
увеличение тока через них в 2—3 раза с ростом нагрузки агрегата.
* Исследования влияния контуров RC выполнены совместно с Е. Г. Бобров
вым и IO. В. Соболевым.
106
5)
в)
Рис. 57. Схемы подключения резисторно-конденсаторных контуров
В некоторых случаях роль общих контуров RC могут играть
контуры RBCBl включенные между анодами и катодами вентилей.
Например, в агрегатах УВКЭ-1, имеющих RbCb, оказалось воз-
можным отключить общие контуры RC.
Применение контуров RC позволяет снизить амплитуду пере-
напряжений в анодных цепях преобразовательных агрегатов и
уменьшить вероятность их появления. При отключениях нена-
груженного преобразовательного трансформатора запасенная в
его обмотках электромагнитная энергия расходуется в дуге вык-
лючателя, вызывает повышение напряжения на конденсаторах. С
увеличением емкости конденсаторов контуров RC амплитуды пе-
ренапряжений снижаются; они уменьшаются также с увеличени-
ем сопротивления резистора R. В случае преобразовательных аг-
регатов мощностью 10 МВт при 00,75 мкФ (контуры RC вклю-
чены между выводами противофазных вентильных обмоток) рас-
четные амплитуды перенапряжений, которые могут возникнуть
при отключениях ненагруженного трансформатора, имеющего ток
холостого хода 2—3%, лишь на 20—50% превышают рабочие.
Экспериментальные исследования перенапряжений на дейст-
вующих агрегатах с контурами RC (R~16 Ом, С«0,8 мкФ), по-
казывают, что при отключениях пеиагружепных преобразователь-
ных трансформаторов кратность перенапряжений достигает
1,30—1,35, вероятность их появления равна 0,03. При отсоедине-
нии контуров RC на агрегатах, имеющих контуры RsCr (напри-
мер, на УВКЭ-1), вероятность появления отмеченных перенапря-
жений увеличивается почти в 3 раза, но амплитуда их не превы-
шает 1,5-кратных рабочих. На агрегатах, где нет контуров RBCB
I07
Рис. 58. Зависимости от емкости контуров RC, включенных между выводами
вентильных обмоток, скорости нарастания обратного напряжения на вентилях
выпрямительных агрегатов, выполненных по трехфазной мостовой схеме (а) и
схеме две обратные звезды с уравнительным реактором (бив)
(например, на ПВЭ-3), уменьшение емкости конденсаторов кон-
туров RC с 0,8 до 0,27 мкФ увеличивает кратность перенапряже-
ний только до 1,4—1,5.
Меньшая кратность перенапряжений, зафиксированная во вре-
мя опытов, объясняется наличием конденсатора, включенного
между катодом агрегата и землей, а также контуров RBCB.
Контуры RC облегчают иногда работу масляных выключате-
лей, уменьшая число повторных пробоев их дуговых промежут-
ков. Однако в этом случае при отключениях преобразовательных
трансформаторов старых выпусков с увеличенным током холосто-
го хода (5—8%) может потребоваться емкость в несколько мик-
рофарад.
Роль контуров RC в схеме инвертора та же, что и в схеме вы-
прямителя. При наличии контуров RC процессы включения и от-
ключения агрегата не сопровождаются появлением значительных
перенапряжений. Кратности перенапряжений при отключениях
трансформаторов составляют 1,4—1,6 на вентильных обмотках
и 1,3--1,4 между анодами и катодом (соотношение примерно
2: УЗ)'.
В некоторых случаях общие контуры RC применяют только
для ограничения перенапряжений, возникающих при отключени-
ях ненагруженного агрегата. Однако с этой целью достаточно бы-
ло бы включить общий контур RC между плюсовым и минусо-
вым выводами агрегата (аналогично схеме подключения раз-
рядника), что практически используется в некоторых преобразо-
вательных установках. Контуры RC заметно влияют на скорость
108
нарастания обратного напряжения, восстанавливающего-
ся на вентилях после окончания коммутации тока (рис. 58); влия-
ют они и на величину первого «скачка» обратного напряжения.
На скорость^—влияют также индуктивности, сосредоточен-
ные в анодных цепях агрегата, тип преобразовательного транс-
форматора, собственные емкости схемы и емкость контуров RBCB.
В трехфазной мостовой схеме неуправляемого выпрямитель-
ного агрегата включение контуров RC между анодами и катодом
эквивалентно включению их между выводами вентильных обмо-
ток. Таким образом, для ограничения перенапряжений и скорости
нарастания обратного напряжения достаточно иметь три контура
RC, включенных между выводами вентильных обмоток. При
/?>300 Ом и С<0,1 мкФ скорость нарастания обратного напря-
жения достигает нескольких сотен вольт в микросекунду. Когда
/?>300 Ом, влияние емкости С мало заметно.' По мере уменьше-
ния R снижается «скачок» обратного напряжения и начинает ог-
раничиваться скорость его нарастания; становится также замет-
ным влияние емкости С (при /?<150 Ом). Если R достигает не-
сколько десятков ом, «скачок» обратного напряжения ис-
чезает.
В агрегатах, выполненных по схеме две обратные звезды с
уравнительным реактором, включение контуров с параметрами
R и С между анодами и катодом или между выводами вентиль-
ных обмоток и нулевым выводом уравнительного реактора экви-
валентно включению контуров с параметрами 2R и 0,5С между
выводами противофазных вентильных обмоток. В выпрямителях
при R= 1000 Ом уже отмечается демпфирование колебаний вос-
станавливающегося обратного напряжения и уменьшение его
«скачка», но влияние емкости С незначительно. Влияние емкости
становится заметным при /?<300 Ом. С увеличением С и
уменьшением 7? скоростьуменьшается (рис. 59). При
/?=3004-500 Ом и 0 = 0,54-1,0 мкФ колебания демпфируются.
Если /? = 04-50 Ом (контуры RC подсоединены противофазно),
колебания обратного напряжения становятся заметными, но час-
тота их небольшая (4000—700 Гц в зависимости от значения С),
однако возрастает в 1,4—1,5 раза обратное напряжение (см.
рис. 59). Скорость нарастания обратного напряжения невысокая, на-
пример при R= 164-43 Ом и С=1,0 мкФ она равна 10 —30 ВЛмкс
(см. рис. 58, в). В случае подсоединения контуров RC (0=0,3 мкФ и
Л = 3304-500 Ом) между анодами и катодом агрегата с одним пре-
образовательным трансформатором отмечены скорости нарастания
обратного напряжения 50—80 В/мкс.
Отсоединение контуров RC и RBCB вызывает увеличение
«скачка» обратного напряжения в 1,3—1,8 раза и скорости его
нарастания до нескольких сотен вольт в микросекунду. Отсоеди-
нение контуров RC на агрегатах УВКЭ-1 при наличии RBCB при-
109
Рис. 59. Обратные напряжения на вентилях агрегата
водит к увеличению Д° ЮО—150 В/мкс при нагрузках
1000—2000 А, а на агрегатах ПВЭ-3 (контуров /?ВСВ нет) — до
330—480 В/мкс при нагрузках 500—1000 А.
В инверторных агрегатах контуры RC снижают скорость на-
растания обратного напряжения, демпфируют колебания напря-
жения анод-катод при коммутациях тока. Выбор параметров кон-
туров RC следует производить таким образом, чтобы на вен-
тилях инвертора были меньше допустимых значений.
Практически R и С могут изменяться в широких пределах.
Для агрегатов тяговых подстанций С=0,24-0,5 мкФ и R =
— 2004-100 Ом при включении контуров между анодами и като-
дом, С = 0,14-0,3 мкФ и Л? = 3004-100 Ом при включении их меж-
ду выводами противофазных вентильных обмоток. Емкости в пос-
леднем случае могут быть и больше, но при этом сопротивление
R следует уменьшать с целью снижения потерь электроэнергии.
Контуры RC монтируют в специальных шкафах, изготовляе-
мых предприятиями электротехнической промышленности и МПС.
ПО
Предприятия электротехниче-
ской промышленности поставля-
ют шкаф с контурами RC для аг-
регатов ПВЭ-3, ПВЭ-5, ВИПЭ-1,
в котором смонтированы три
контура из последовательно со-
единенных резисторов R и кон-
денсаторов С, шесть предохра-
нителей, разъединитель с приво-
дом. Каждый контур RC состо-
ит из конденсатора КМП-10,5
емкостью 0,777 мкФ, 27 квар и
14 последовательно соединенных
резисторов ПЭ-150 по 1,1 Ом.
Контур защищен двумя предо-
хранителями ПК-6/30. Для без-
опасности проведения осмотра и
ремонта после отключения агре-
гата предусмотрен трехполюсный
разъединитель, который закора-
чивает контуры RC. Шкаф (рис.
60) одностороннего обслужива-
ния, наружного исполнения. Впи-
Рпс. 60. Шкаф с контурами RC
зу шкафа установлены конденсаторы 3, вверху — резисторы и
предохранители 4. В средней части, справа, расположен разъеди-
нитель РВ6/400 с приводом 2 типа ПР2. Двери шкафа снабжены
электромагнитным замком 1. На крыше шкафа установлены шесть
вводных изоляторов 5. Осматривать отдельные элементы внутри
шкафа можно через окна в дверях.
Предприятия МПС изготовляют шкаф с контурами RC для
преобразователей передвижных и стационарных подстанций. Па-
раметры контуров RC выбраны из условий работы с преобразова-
тельными трансформаторами, имеющими ток холостого хода до
8%. Контур состоит из двух-трех параллельно соединенных кон-
денсаторов КМ-1-10,5 емкостью 0,436 мкФ, 15 квар и 60 последо-
вательно-параллельно включенных резисторов ПЭ-150-1,1 Ом об-
щим сопротивлением 16,5 Ом. Каждый контур защищен с обеих
сторон предохранителями ПК-6/30, имеющими плавкие вставки
на 10А.
Контуры смонтированы в металлическом шкафу, ввод в ко-
торый осуществляется через проходные изоляторы. Для обеспе-
чения безопасности при производстве работ в шкафу установле-
ны два трехполюсных разъединителя, при включении которых вы-
воды конденсаторов соединяются и заземляются. В дверях шка-
фа предусмотрены два окна, через которые можно проверить по-
ложение разъединителей. В стенках шкафа имеются жалюзи, бла-
годаря которым обеспечивается свободный доступ воздуха для
охлаждения резисторов. Двери шкафа и приводы разъединителей
блокированы.
111
Если масляный выключатель ошибочно включают при неот-
ключенных заземляющих разъединителях шкафа, появляются
значительные коммутационные перенапряжения вследствие сго-
рания плавких вставок предохранителей. Амплитуды перенапря-
жений могут быть ограничены до необходимого уровня только
разрядниками с резисторами, сопротивление которых нелинейно.
При разрядниках РБК-3, РРА-3 с резисторами, имеющими линей-
ное сопротивление, появляются перенапряжения, которые приво-
дят к повреждениям вентилей. Поэтому блокировка должна ра-
ботать надежно.
18. ЗАЩИТА ОТ ТОКОВ
КОРОТКИХ ЗАМЫКАНИЙ И ПЕРЕГРУЗОК
При коротких замыканиях и перегрузках ток через
агрегат может превысить допустимое значение и привести к нару-
шению его нормальной работы. Наиболее чувствительны к токо-
вым перегрузкам силовые полупроводниковые вентили. Их нагру-
зочная способность определяется допустимой температурой на-
грева полупроводниковой структуры. Превышение нормирован-
ных температур может привести к нарушению нормальной рабо-
ты вентилей, сокращению срока службы, а иногда и к повреж-
дению их.
Для обеспечения сохранности вентилей агрегаты снабжают за-
щитами, отключающими их от сети или прерывающими ток ава-
рийного режима до того, как температура структуры достигнет
максимальной допустимой. Наиболее простой и распространенной
является максимальная токовая защита с независимой выдержкой
времени. Защиту выполняют одно- или двухступенчатой и уста-
навливают на стороне сетевых обмоток преобразовательного тран-
сформатора. При этом она защищает как преобразовательные
секции, так и трансформатор, т. е. весь агрегат.
При двухступенчатом исполнении защита от токов к. з. на вто-
ричной стороне трансформатора и перегрузок обеспечивается
ступенью с выдержкой времени 0,4—0,5 с, необходимой для от-
стройки от бросков намагничивающего тока при включении транс-
форматора. Ток срабатывания этой ступени защиты должен быть
не больше предельного тока агрегата Д1Г. Для агрегатов боль-
шинства типов в качестве предельного можно практически прини-
мать ток двухминутной перегрузки.
Ток срабатывания ступени с выдержкой времени на первич-
ной стороне преобразовательного трансформатора может быть
приближенно (без учета влияния угла коммутации) определен пу-
тем пересчета тока /dn пропорционально отношению номинальных
значений первичного IL\ и постоянного ldn токов этого трансфор-
матора
А.з.м Д/п 7 • (86)
112
Рис. 61. Места возможных повреждений в преобразовательных аг-
регатах по схемам две обратные звезды с уравнительным реакто-
ром (а) и трехфазной мостовой (б)
Выбранный ток срабатывания должен быть проверен по чувст-
вительности к минимальному току к. з. па вторичный стороне
преобразовательного трансформатора. Расчет выполняют для
случая к. з. па шинах постоянного тока (точка К‘2, рис. 61)
в минимальном режиме при этом
7с.з.я /Ьй-2т1п / (87)
где ILh—2min — первичный ток к. з. при повреждении на вторич-
ной стороне преобразовательного трансформатора в минималь-
ном режиме; кч — коэффициент чувствительности, который для
указанного вида повреждений принимают равным 1,5.
Коэффициент возврата реле защиты при расчете нс учитыва-
ют, поскольку принятый способ определения тока срабатывания не
допускает его превышения. Ток /ынгып может быть найден пу-
тем пересчета пропорционально отношению Лл/Ллт тока к. з. на
шинах постоянного тока, определенного аналитически по выраже-
ниям (21), (21а), (23), если значения всех величин в этих выра-
жениях принять соответствующими минимальному ре-
жиму. Токи к. з. на контактной сети (точка К.1, рис. 61), в том
числе удаленных, в расчет не принимают, так как они должны
отключаться фидерными быстродействующими выключателями.
Для отключения токов к. з. в сетевых обмотках трансформа-
тора используют другую ступень защиты (отсечку), работающую
без выдержки времени. По условию отстройки от бросков намаг-
ничивающего тока при включении трансформатора первичный
из
Рис. 62. Зависимость допустимого то-
ка от времени его действия для агрега-
тов типа УВКЭ-1 и 11ВЭ-3
ток срабатывания этой ступе-
ни
/с.з.о > (44-5)ILX. (88)
Если преобразовательная сек-
ция подключена к двум па-
раллельно соединенным тран-
сформаторам, ток ILi следует
принимать равным суммарно-
му току обоих трансформато-
ров.
Принятый ток срабатыва-
пия проверяют по чувствитель-
ности к току двухфазного к. з.
на первичной стороне тран-
сформатора (в точке /С7) по
условию (87). Коэффициент чувствительности для отсечки при-
нимают равным 2.
Так как токи, несколько меньшие /с.з-о, хотя и близкие к
нему, не будут вызывать срабатывания отсечки, они могут воз-
действовать на преобразовательный- агрегат в течение времени
работы предыдущей ступени с учетом собственного времени ра-
боты отключающих аппаратов и всех реле схемы (см. It заш на рис.
62). Поэтому необходимо также убедиться в том, что
/с.з.о </ь/защ , (89)
где /д/заш—предельно допустимый для преобразователя тока в
течение времени £за1Ц па первичной стороне трансформатора.
В случае когда ток срабатывания отсечки не удается согласо-
вать по условиям (87), (88), (89), рекомендуется вместо обыч-
ных токовых реле устанавливать реле с быстронасыщающимися
трансформаторами (например, РПТ-565), позволяющие отстро-
иться от апериодической составляющей бросков тока намагничи-
вания преобразовательных трансформаторов. При этом можно нс
считаться с условием (88) и, выбирая ток срабатывания, руковод-
ствоваться только условиями (87) и (89).
На тяговых подстанциях, выполненных по типовым проектам,
применена одноступенчатая максимальная защита по двухфаз-
ной двухрелейной схеме с токовым реле РНТ-565. Такая защита
может не иметь выдержки времени; уставка ее должна соответст-
вовать условиям (86) и (87). Защита обеспечивает селективное
отключение повреждений как на первичной, так и на вторичной
стороне трансформатора, и, следовательно, необходимость во вто-
рой ступени отпадает. В дополнение к защите обычно устанав-
ливают сигнализацию о перегрузках по току (в однофазном ис-
полнении) .
Защита выпрямительно-инверторных агрегатов строится по
тому же принципу, что и выпрямительных. Уставку се выбирают
114
по инверторному режиму, для которого значение длительного до-
пустимого тока обычно меньше. Отличительная особенность выход-
ных цепей защиты — наличие блокировок, обеспечивающих во
всех случаях отключение агрегата сначала со стороны постоянно-
го тока и только после этого со стороны переменного.
19. ТЕПЛОВАЯ ЗАЩИТА
Максимальная защита проста по исполнению, од-
нако в большинстве случаев она не позволяет в полной мере ис-
пользовать нагрузочную способность агрегатов. Это обусловлено
тем, что уставки защиты выбирают исходя из наиболее тяжелого
режима — длительный ток и температура окружающей среды
+40°С. В условиях эксплуатации такая температура бывает край-
не редко, а перегрузки имеют, как правило, ограниченную продол-
жительность. При этом температура полупроводниковой структу-
ры вентилей не достигает максимальной допустимой и агрегат мог
бы работать при больших токах, если бы не отключался макси-
мальной защитой. В случаях когда кратковременные перегрузки
превышают уставки максимальной токовой защиты, преобразо-
вательные секции целесообразно оснащать защитой, реагирую-
щей непосредственно на температуру вентилей. Такая защита
получила название тепловой или температурной.
При выполнении тепловой защиты могут быть использованы
принцип измерения различных термочувствительных параметров
полупроводниковых вентилей (прямое падение напряжения при
небольшом измерительном токе, прямой и обратный токи утечки),
аналоговый принцип, принцип непосредственного измерения тем-
пературы структуры или корпуса вентиля и др.
На тяговых подстанциях электрифицированных железных до-
рог применяют аппаратуру защиты АТЗП (рис. 63), разработан-
ную ЦНИИ МПС и ПКБ ЦЭ; она имеет приемлемую для прак-
тических целей точность при относительной простоте исполнения.
Контроль температуры вентиля осуществляется с помощью тер-
морезистора R12, помещаемого в отверстие в корпусе вентиля.
Чтобы его температура возможно более точно соответствовала
температуре корпуса, в особенности при резких набросах нагруз-
ки, применен терморезистор типа С19, постоянная времени нагре-
ва которого равна 0,5 с.
Терморезистор R12 и включенный последовательно с ним ре-
зистор R9 образуют делитель напряжения. Распределение напря-
жения между ними определяется соотношением их сопротивлений
и, следовательно, зависит от температуры терморезистора. Резис-
торы R12 и R9 подключены параллельно динисторам Д8 и Д9,
напряжение открытия которых выбраны таким образом, что сум-
ма их на 5—15 В больше напряжения открытия диннстора Д6,
а напряжение открытия Д9 на 5—10 В больше, чем у Д8. Сопро-
тивление резистора R9 выбирается так, чтобы при температуре
115
Рис. 63. Принципиальная схема тепловой защиты (а) и диаграммы, поясняющие
се работу (б).
ниже уставки срабатывания напряжение на R12 было больше на-
пряжения открытия Д9. При этом каждый период динистор Д9
будет открываться, вызывая открытие диннстора Д8, и напряже-
ние, прикладываемое к исполнительному реле Р2 (диаграммы 1,
2 на рис. 63), будет недостаточным для того, чтобы подтянулся
его якорь.
По мере увеличения температуры сопротивление резистора R12
уменьшается, вследствие чего увеличивается суммарное напряже-
ние пробоя дпнпсторов цепочки Д8, Д9. При достижении темпе-
ратуры уставки это напряжение станет больше напряжения от-
крытия t7fl6 диннстора Д6, последний откроется, после чего напря-
жение резко снизится до уровня напряжения стабилизации
стабилитрона Д12 (см. диаграмму 3 на рис. 63) и станет недос-
таточным для открытия диннстора Д9 и, следовательно, цепочки
Д8, Д9. Исполнительное реле Р2 подтянет якорь.
Питание схемы осуществляется напряжением 100 В от изоли-
рующего трансформатора Тр1, который обеспечивает отделение
низковольтных цепей от цепей, находящихся под потенциалом
4 кВ. Для гальванического разделения выходных цепей введено
116
изолирующее реле-повторитель
Pl, контакты которого изоли-
рованы от катушки на напря-
жение 4 кВ. Конденсаторы
СЗ, С4, С5, С6 предназначены
для подавления помех, воз-
никающих при коммутациях
тока в силовой цепи агрегата.
С этой же целью провода,
соединяющие терморезистор
с терморелс, должны быть
экранированы.
В комплект аппаратуры,
выпускаемой Московским энергомеханическим заводом (МЭЗ)
ЦЭ МПС, входят два терморелс, блок питания и четыре термопат-
рона с терморезисторами. Каждое терморелс имеет два самосто-
ятельных, идентично выполненных канала, работа одного из ко-
торых рассмотрена выше. Два канала рекомендуется использовать
для тепловой защиты, два других — в устройстве автоматизации
работы системы охлаждения и включения резервных агрегатов.
Термопатрон (рис. 64, а) обеспечивает создание хорошего теп-
лового контакта между терморезистором 1 и корпусом вентиля, а
также защиту терморезистора от механических повреждений. Кор-
пус термопатропа 3 помещают в отверстие 4, просверливаемое в
основании корпуса вентиля (рис. 64, б). Для снижения теплового
сопротивления терморезистор заливают припоем 2, а корпус тер-
мопатрона 3 сажают в отверстие 4 плотно на фольге.
Уставку срабатывания тепловой защиты выбирают из условия
Р1рп АОрд-к А0з,
(90)
где ДЭрп.к — максимальная разность между температурой корпу-
са и структуры при токе, равном уставке максимальной защиты
(/с-з-м-), и предельно допустимом значении прямого падения на-
пряжения; А03 — запас, обусловленный возможным превышением
температуры корпуса какого-либо вентиля над температурой кор-
пуса контролируемого вентиля вследствие неравномерности рас-
пределения тока, разброса прямых падений напряжения и тепло-
вых сопротивлений.
Максимальная разность между температурами корпуса и полу-
проводниковой структуры
А0рл-к = /?в АР,
где АР — потери мощности при токе, равном уставке максималь-
ной защиты н предельно допустимом значении прямого падения
напряжения.
Значения [0рп], Рв и АР принимают по стандартам и инфор-
мационным материалам на соответствующие типы вентилей,
А0з принимают равным 10°С.
117
По приведенным соотношениям может быть определена ус-
тавка тепловой, а также проверена возможность повышения ус-
тавки максимальной защиты по известным значениям всех темпе-
ратурных параметров вентилей и системы охлаждения. Следует
иметь в виду, что нагрузочная способность преобразовательного
агрегата может лимитироваться не только преобразовательной
секцией, по и трансформатором. Поэтому возможность повыше-
ния уставки максимальной защиты необходимо проверить также
по условиям нагрева трансформатора.
Как правило, можно не проверять уставки по токам к. з. па
контактной сети и па шинах преобразователя, так как расчеты
показывают, что за время отключения аварийных токов защит-
ными аппаратами температура полупроводниковой структуры по
успевает достичь допустимой для аварийных режимов.
20. ЗАЩИТА ОТ ОДНОФАЗНЫХ
НЕСИММЕТРИЧНЫХ ЗАМЫКАНИЙ
Многие из встречающихся на практике поврежде-
ний оборудования преобразовательных агрегатов (повреждение
проходного изолятора вентильного вывода вентильной обмотки
трансформатора, одного или нескольких изоляторов анодной оши-
новки, анодного разрядника и др.) приводят к замыканиям, при
которых ток относительно невелик.
При однофазных замыканиях на землю в агрегатах, выпол-
ненных по схеме звезда — две обратные звезды с уравнительным
реактором (см. рис. 61, точка ДЗ), ток замыкания резко огра-
ничивается индуктивностью уравнительного и сглаживающего ре-
акторов, сопротивлением нулевой последовательности трансфор-
матора и другими сопротивлениями, входящими в цепь замыка-
ния. В связи с этим он обычно существенно меньше тока устав-
ки максимальной защиты, а иногда и номинального тока преоб-
разовательного агрегата.
Не достигает уставки максимальной защиты ток и при двух-
фазных замыканиях выводов разных звезд, сдвинутых на 60° (см.
рис. 61, точка К4), а также и при некоторых других несиммет-
ричных замыканиях. Тем нс менее в случае указанных замыка-
ний возможны большие разрушения, вызванные воздействием
электрической дуги как в месте замыкания, так и в местах пере-
броса се на соседнее оборудование. Для локализации поврежде-
ния агрегат должен быть своевременно отключен.
В некоторых случаях замыкание на землю может привести
также к нарушению нормальной работы сигналов автоблокировки
вследствие ответвления тока в рельсовые цепи.
Поскольку максимальная защита в большинстве случаев ока-
зывается нечувствительной к указанным повреждениям, агрегаты
должны быть оснащены специальной защитой, реагирующей па
них. Для обеспечения селективного отключения такую защиту це-
118
Рис. 65. Диаграммы токов при однофазном замыкании па землю
лесообразпо выполнять, применяя фильтры симметричных состав-
ляющих.
Из электротехники известно, что любая трехфазная несим-
метричная система электрических величин может быть представ-
лена в виде суммы трех симметричных систем: прямой последова-
тельности (обычно обозначается индексом 1), представляющей
собой симметричную звезду векторов с тем же порядком чередо-
вания фаз, что и исходная; обратной последовательности (индекс
2), представляющей собой симметричную звезду векторов с обрат-
ной последовательностью чередования фаз; нулевой последова-
тельности (индекс 0), состоящей из трех равных однонаправлен-
ных векторов. Например, ток однофазного замыкания 1кА можно
разложить па три симметричные составляющие: Ц, /2 и /0
(рис. 65).
При указанном замыкании эти составляющие равны, т. е. =
= /21)=/о'), а ток однофазного замыкания /$ — 3/Р = 3/!>1). В об-
щем случае величина каждой из составляющих зависит от характера
иесимметрии.
При симметричных коротких замыканиях составляющие обрат-
ной и нулевой последовательностей равны нулю. Они появляются
только при несимметричных замыканиях. Это позволяет с помо-
щью фильтров симметричных составляющих выполнить защиту,
обеспечивающую селективное отключение токов несимметричных
замыканий независимо от их абсолютной величины.
Промышленность выпускает реле-фильтры тока обратной по-
следовательности с активно-емкостными или активно-индуктивны-
ми фильтрами.
Опыт эксплуатации и расчеты показывают, что выпускаемые
промышленностью реле-фильтры не в полной мере отвечают
требованиям, предъявляемым к защите преобразовательных
агрегатов:
при больших нагрузках отмечаются ложные срабатывания за-
щиты. Это объясняется тем, что с ростом нагрузки увеличивается
угол коммутации и соответственно ток высших гармоник, свобод-
но проходящий через фильтр, рассчитанный на частоту 50 Гц. На-
пряжение небаланса на выходе фильтра оказывается достаточ-
ным для срабатывания реле при нагрузках ниже номинальной;
наблюдаются ложные срабатывания при переходных режимах
(включение агрегата, к. з. на контактной сети и др.), которые
также обусловлены появлением высших гармонических;
119
Ниспали^
meniiHiir.'j
lipaiiii]
Рис. 66. Схема включения фильтра
высших гармоник
чувствительность реле по то-
ку обратной последовательности
недостаточна для защиты агре-
гатов, например, в реле РТФ-7/2
она составляет (0,14-0,2) /„ для
сигнального реле и (0,34-0,6) /п
для отключающего. Токи обрат-
ной последовательности при од-
нофазных замыканиях вентиль-
ной обмотки на землю могут
быть значительно меньше.
Эти недостатки можно устранить, включив на выходе фильтра
симметричных составляющих дополнительный фильтр высших гар-
моник Ьф, Сфь Сф2 (рис. 66) и введя выдержку на срабатывание
защиты при переходных режимах. Снизив небаланс от высших
гармоник, можно увеличить чувствительность выходных реле за-
щиты, не опасаясь ложных срабатываний. Указанные рекоменда-
ции реализованы в реле РТФЭ, разработанном ЦНИИ МПС и
ИКБ ЦЭ для защиты преобразовательных агрегатов. В качестве
исполнительного органа в этом реле применен типовой модуль
ДТ-ЗК системы «Сейма», обладающий примерно вдвое большей
чувствительностью, чем исполнительные органы реле РТФ-7/2.
Для исключения ложных срабатываний реле при включении пре-
образовательного трансформатора предусмотрена блокировка его
на 2—3 с с помощью задерживающих конденсаторов. В диаго-
наль моста фильтра обратной последовательности включен фильтр
высших гармоник по схеме рис. 66.
Уставку реле-фильтра обратной последовательности определя-
ют опытным или расчетным путем. При этом для трансформаторов
со схемой звезда — две обратные звезды с уравнительным реак-
тором в качестве расчетного следует принимать режим однофаз-
ного замыкания вентильной обмотки. Составляющая может
быть определена как /кд/3 (ток /кд измеряется).
Уставку реле при соединении трансформаторов тока в звезду
находят из выражения
ULi кч ктт
(91)
где кТт — коэффициент трансформации трансформаторов тока, к
которым подключено реле.
Если при опыте однофазного замыкания ток замеряют при-
бором, подключенным непосредственно к одному из трансформа-
торов тока, от которых питается защита, то расчетная формула
составляющей обратной последовательности по измеренному зна-
чению тока определяется схемой соединения сетевых обмоток пре-
образовательного трансформатора (рис. 67, а и б). Из векторных
диаграмм (рнс. 67, в и г) видно, что составляющая тока обрат-
ной последовательности, проходящая через реле защиты, в случае
120
Рис. 67. Распределение токов в трансформаторах со схемами соединения об-
моток У/У—0 (а) и А/У—11 (б) и соответствующие векторные диаграммы
(в и г) при однофазном замыкании вентильной обмотки на землю (линей-
ный коэффициент трансформации кт=1)
♦4
соединения сетевых обмоток трансформатора в звезду в 2 раза,
а в случае соединения их в треугольник в фЗ раз меньше значе-
ния тока /изм, измеренного в той фазе, на которой произошло за-
мыкание. Уставка реле 1С.Р в этом случае определяется делением
найденной составляющей на коэффициент чувствительности кч.
При аналитическом определении уставки составляющую обрат-
ной последовательности тока замыкания на стороне вентильной
обмотки трансформатора находят, пользуясь выражением
= /?) ~ _________^2ф_______। /дл\
+ zos + З^з
где Zis, /га, Zoe —результирующие сопротивления соответст-
вующих последовательностей, приведенные к [/2ф, Ом; Z3 — сум-
марное сопротивление, включенное между нейтралью трансфор-
матора и точкой замыкания на землю, Ом.
Сопротивление прямой последовательности Zls равно сумме
сопротивлений питающей энергосистемы Z^, понизительных транс-
форматоров Z!nT, работающих на шины, от которых питаются пре-
образовательные трансформаторы, и преобразовательных транс-
форматоров Z1T. В большинстве случаев сопротивлениями Z^ и
2!пт вследствие их относительной малости можно пренебречь и
принять Zia &Хт/п.
Для трансформаторов сопротивления прямой и обратной по-
следовательностей Z2S—Z1S Я1ХТП. МОЖНО ПрИНЯТЬ, HTOZjq^ Zct/Wj
где ХОт!п — результирующее сопротивление нулевой последова-
121
дельности одного или нескольких параллельно соединенных тран-
сформаторов, Ом.
При коротком замыкании фазы трансформатора на землю
между нулевым выводом и местом замыкания (точка КЗ, см.
рис. 61) оказываются включенными сопротивления контура за-
земления подстанции /?кз~0,5 Ом, переходное земля-рельс
/?зр«0,2 Ом, отсасывающей линии /?ол, последовательно соеди-
ненных сглаживающих реакторов Хр=(оЛрл;314Лр, одной ветви
уравнительного реактора Xypi. В большинстве случаев сопротив-
лениями /?к3, /?3р и Коя можно пренебречь и считать, что
Z3=Zp+ZyPi- С учетом изложенного
: [(2ХТ + ХОт)щ + 3 (Хр Хур1)]. (93)
Значения ХОт принимают по данным информационных материа-
лов заводов-изготовителей. Величина Хур1 зависит от тока. Для
одного или двух параллельно соединенных УТМРУ-6300/35 ее
можно принять равной 1,6 0м при, токе 100—200 А, 1,0 Ом при
токе 200—300 А, 0,5 Ом при токе 300—500 А. Ток /р находят
методом последовательного приближения.
21. СХЕМА КОММУТАЦИОННОЙ
АВТОМАТИКИ УПРАВЛЕНИЯ АГРЕГАТОМ;
СТРУКТУРНЫЙ АНАЛИЗ СХЕМ УПРАВЛЕНИЯ
Надежная работа выпрямительно-инверторных аг-
регатов подстанций во многом зависит от четкой и безотказ-
ной работы устройства коммутационной автоматики, которое со-
держит около 60 электромеханических реле различных типов, свы-
ше 200 замыкающихся и размыкающихся контактов, большое ко-
личество контакторов, ключей управления, устройств блокировки,
сигнализации и т. д. со сложными взаимными соединениями.
Создание надежной и экономичной схемы представляет
сложную инженерную задачу. Сложность задачи заключается
еще и в том, что одним и тем же условиям может удовлетворять
большое количество схем.
В последние годы все чаще для анализа и логического син-
теза контактных н бесконтактных релейных схем применяют
основные положения алгебры логики. Процесс разработки ре-
лейной схемы управления в общем случае состоит из несколь-
ких этапов:
формирование функций, которые должна выполнять схема;
при большом количестве функций, как для схемы выпрямитель-
но-инверторного агрегата, их разбивают на отдельные группы,
которые могут быть выполнены отдельными узлами, с последу-
ющей установкой связей между ними; здесь же устанавливают
способы внешнего воздействия на создаваемую схему и воздей-
ствие схемы на другие приборы и устройства;
122
формирование условий работы отдельных узлов схемы на ос-
новании анализа тех функций, которые они должны выполнять;
определение количества и выбор типов реле и других элемен-
тов схемы исходя из условий работы;
составление схемы наиболее экономичных взаимных соеди-
нений отдельных элементов узла;
выполнение электрического расчета параметров отдельных
элементов схемы п временных зависимостей с целью соблюдения
требований надежности и последовательности работы элемен-
тов;
составление полной принципиальной схемы;
проведение анализа действия схемы при различных отказах
и нарушениях.
При разработке схемы коммутационной автоматики комбини-
рованного агрегата, состоящего из выпрямителя и инвертора,
может быть принят следующий порядок включения и переклю-
чения:
а) ручное включение агрегата в режим выпрямления — ключ
управления КАУ устанавливается в положение «Ручное», а
ключ управления режимами КР — в положение «Выпрямитель-
ный»; включается вентилятор выпрямителя, затем быстродейст-
вующие выключатели выпрямителя и после этого масляный вы-
ключатель;
б) ручное включение агрегата в режим инвертирования —
КАУ устанавливается в положение «Ручное», ключ КР — в по-
ложение «Инверторный», подается питание на шкаф управле-
ния тиристорами (подаются импульсы управления); включается
вентилятор инвертора, затем МВ и после этого БВ;
в) перевод схемы на автоматическое управление (АУ); пре-
дусматриваются три автоматических режима: автоматическое
переключение из режима в режим с помощью датчика переклю-
чения режимов ДПР, автоматическое включение в выпрямитель-
ном и инверторном режимах. При переводе схемы в режим АУ
ключ КАУ устанавливают в положение «Автоматическое», ключ
КР — в положение «Автоматическое переключение», «Выпрями-
тельный» или «Инверторный», а включение схемы в работу осу-
ществляется специальной кнопкой;
г) переход агрегата из выпрямительного режима в инвертор-
ный при автоматическом переключении — срабатывает датчик
ДПР; отключается БВ режима выпрямления; включается шкаф
управления тиристорами (подаются импульсы управления);
включается БВ режима инвертирования;
д) переход из инверторного режима в выпрямительный при
автоматическом переключении — срабатывает датчик ДПР; от-
ключаются БВ режима инвертирования; снимаются импульсы
управления (отключается шкаф); включаются БВ режима вы-
прямления.
Во всех операциях включения и переключения будут участ-
вовать некоторые входные, промежуточные и выходные сигналы.
123
матики выпрямительно-инвер-
торного агрегата: выходные
(а) и промежуточные (б, в, г)
цепи
Эти сигналы используют при составлении структурных формул,
па основании которых строят структурные схемы, например при-
веденные на рис. 68. К входным относятся сигналы:
О] — о состоянии ключа управления, соответствующий руч-
ному управлению; а2 — то же, соответствующий автоматическо-
му управлению;
bi — о состоянии ключа управления масляным выключателем,
соответствующий команде включить; bi — то же, команде от-
ключить;
С\ — о состоянии ключа управления БВ выпрямительного ре-
жима, соответствующий команде включить; с2 — то же, команде
отключить;
di — о состоянии ключа управления БВ инверторного режи-
ма, соответствующий команде включить; d2 — то же команде
отключить;
et — о состоянии ключа управления режимами, соответству-
ющий выпрямительному режиму; е2 — то же, инверторному ре-
жиму; е3 — то же, работе от датчика переключения режимов;
/j — о нажатии кнопки включения пускателя вентилятора вы-
прямителя; то же, отключения пускателя вентилятора вы-
прямителя;
gt — о нажатии кнопки включения пускателя шкафа управле-
ния;
g2 — то же, отключения пускателя шкафа управления;
hi — о нажатии кнопки включения пускателя вентилятора ин-
вертора; /г2 — то же, отключения пускателя вентилятора инвер-
тора;
k — сигнал о нажатии кнопки автоматического включения аг-
регата;
/ — то же автоматического отключения агрегата.
Входными в схеме являются сигналы:
X — па включение пускателя вентилятора выпрямителя; V —
то же инвертора; Z — на включение пускателя шкафа управ-
ления; W — на включение масляного выключателя; Vi, V2 —
на включение БВ выпрямительного режима; Hi, Н2 — на включе-
ние БВ инверторного режима; Т — па отключение масляного вы-
ключателя.
К промежуточным сигналам относятся:
Pi — автоматического включения; Р2 —- па включение кон-
тактора соленоида включения масляного выключателя; Р3 — о
включенном положении масляного выключателя; Р$ — о вклю-
ченном состоянии БВ выпрямительного режима; Р$ — то же ин-
верторного режима; Р& — о срабатывании реле контроля венти-
ляции выпрямителя; Р3 — то же инвертора; Р& —-о наличии вы-
прямительного режима; Р9 — то же инверторного режима реле
РИ; Рю — па включение контакторов включающих катушек; Рц —
на шунтирование контактора включающей катушки БВ1 выпря-
мителя; Р12 — то же БВ2 выпрямителя; Р13 •— то же БВ1 ин-
вертора; Р14 — то же БВ2 инвертора; Pis — о задержке вен-
125
е3РРдрр)
Р1}(6)
Рго(РПЗЗ)
Q3(KAHagu()^
B(KAS) I
Х(ПВ)
Р31АВР)
Ре(РВВ) .
Pg(PB)
Рю (РВА) .
РК(ЛВА1)
V, (ВМ)
Ргз(КВА2)
V2(BK2)
Рч(ПА')
Рг(КСВ)
W(CB)
Р3(ЛМВ)
Р„(БВА1)
РЯ(ВВА2)
PpiWD
РКШ)
г (пр)
У(ПВИ)
Р35(ВРИ)
Рт(РОВи) .
РгМЛР)
РЯ(РИ)
Рг,(РВр)
Рц(КВИГ)
И, (ВКИ1)
Рге(КВИ2)
Нг(ВШ)
Ре (ЛАИ)
Р13(ВВИ1)
Рн(БВИ2)
Р33(ДКИ1)
Р}11(ДКИ2)
Инверторный режим
Выпрямительный режим
Рис. 69. Циклограмма включения и переключения выпрямительно-инверторного
агрегата
тиляции инвертора; Р[6 — об отключении МВ; Рп — о включе-
нии реле инверторного режима; Pis — об отключении агрегата;
Р19 — о состоянии реле постоянной блокировки; Р20 — то же ре-
ле земляной защиты; P2i — о задержке включения БВ инвер-
тора; Р22 — контроля состояния изоляции двигателя вентилято-
ра выпрямителя; Аз — то же инвертора; Р24, Р27 — на включение
включающих катушек БВ выпрямителя; P2s, Р-2ъ— то же инвер-
тора; P2g, Р2& — о состоянии катушек тока и напряжения реле
блокировки МВ; Р22 — о срабатывании датчика переключения
режимов; Р30 — о состоянии реле аварийной сигнализации БВ
выпрямителя; Psi — то же инвертора; Р%2 — о наличии напря-
126
жения на держащих катушках БВ выпрямителя; Р33 — то же
инвертора; P3i — сигнал о пуске двигателя вентилятора выпря-
мителя; Л35 — то же инвертора; Р36 — о состоянии реле токовой
отсечки фазы а; Р3? — то же фазы Ь; Р33 — то же фазы с;
Л39 — то же реле времени максимальной токовой защиты агре-
гата; Pi0 — то же 2-й ступени газовой защиты; Л 41 — то же
кнопки деблокировки реле Б; Р42— на отключение вентилятора
выпрямителя при действии защиты двигателя; Pi3 — то же ин-
вертора.
Требуемая последовательность включения и отключения от-
дельных элементов схемы коммутационной автоматики во вре-
мени может быть отражена графически па циклограмме пере-
ключений (рис. 69).
Циклограмма переключений может быть использована при
разработке и составлении структурно-принципиальной схемы уп-
равления на бесконтактных логических элементах.
Глава IV
СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ И РЕГУЛИРОВАНИЯ
22. ТРЕБОВАНИЯ К СИСТЕМАМ УПРАВЛЕНИЯ,
РАСЧЕТ И ВЫБОР
ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ
Успешная эксплуатация агрегатов на тиристорах
во многом зависит от надежности системы управления. Задача
любой системы управления тиристорами — формирование сигна-
ла с необходимыми параметрами и обеспечение его поступления
на управляющие электроды (УЭ) тиристоров в соответствующие
моменты времени. Так как процессы, происходящие в силовой
части агрегата и системе управления взаимосвязаны, требования
к системам управления определяются особенностями характе-
ристик тиристоров и силовых схем, в которых они применяются.
Включение тиристора производится подачей положительного
импульса напряжения на УЭ при положительном напряжении на
аноде.
Для расчета систем управления необходимо знать электри-
ческие характеристики цепи управляющей электрод—катод, в ча-
стности входную вольт-амперную характеристику (ВАХ). Из-за
технологического разброса тиристоры даже одного типа неиден-
тичны по входным ВАХ. Их характеристики расположены внут-
ри некоторой области, ограниченной предельными характерис-
тиками для приборов данного типа (рис. 70, а).
Каждый отдельный тиристор отпирается в определенной точ-
ке (/у, Ду) своей входной характеристики. Для надежного от-
пирания всех тиристоров данного типа необходимо, чтобы сис-
тема управления обеспечивала сигнал, характеризуемый значе-
ниями тока и напряжения, лежащими в области гарантирован-
ного управления. Эта область, с одной стороны, ограничена пре-
дельными ВАХ: кривыми максимальных допустимых напряжения
Дут и тока /ут, пиковой мощности Рут управляющего перехода,
с другой стороны — линиями отпирающего тока /у0 и напряже-
ния Ду0. Значения Дуо и /уо зависят от температуры структуры;
с понижением температуры они возрастают (рис. 70, б). Допус-
тимая пиковая мощность импульса управления Рут для тиристо-
ров зависит от длительности импульса /у и скважности.
Для оценки помехоустойчивости тиристоров и системы управ-
ления необходимо знать наибольшее прямое напряжение на уп-
равляющем электроде, не вызывающее отпирания ни одного ти-
ристора данного типа; это неотпирающее напряжение управления
Дуи определяется при 0рп = Н-125°С (см. рис. 70, б).
128
Решающее значение для нормальной' работы агрегатов на
тиристорах имеют такие характеристики импульсов управления,
как длительность, амплитуда и крутизна переднего фронта.
Для включения отдельного тиристора минимальная длитель-
ность импульса управления Тут-т должна быть такой, чтобы за
время его существования ток в анодной цепи мог нарасти до
тока удержания /уд, т. е. Тутш зависит только от характера анод-
ной нагрузки тиристора. В силовых схемах длительность им-
пульсов управления определяется особенностями работы этих
схем. В выпрямительно-инверторных агрегатах, выполненных по
трехфазной мостовой схеме, для нормального протекания тока
нагрузки в прерывистом режиме необходимо подавать одновре-
менно два управляющих импульса — один па вентили фазы
анодной группы, второй — катодной. На каждый тиристор при
этом должны подаваться импульсы длительностью Ту^бО0-}-
+7’ymnv или парные импульсы длительностью Туты со сдвигом
на 60°. Учитывая возможность прерывистого режима, аналогич-
ные требования к длительности импульса предъявляют и для ин-
вертора, собранного по схеме две обратные звезды с уравнительным
реактором. Практически применяют сдвоенные импульсы длитель-
ностью по 10—15° и сдвинутые один относительно другого на 60°.
Большое значение имеет время включения тиристоров (вкл,
состоящее из времени задержки /3 и времени нарастания
(рис. 71). Время задержки, а следовательно, и время включения
существенно зависят от амплитуды импульса управления /у и
его крутизны Чем больше /у, тем меньше времени требу-
ется для накопления критического заряда включения в базах
тиристора и тем меньше t3. Поэтому с ростом /у и время
задержки уменьшается, уменьшается и полное время включения.
Для тиристоров разных типов существуют определенные грани-
Рис. 70. Диаграмма управления тиристорами ТД320:
1 — отнираюлсе напряжение управления // — отпирающий ток управления 7у0; /// — пе-
отпирающие напряжения управления (7уН
5-6015 129
Рис. 71 Диаграммы
изменения напряже-
ния и тока на тири-
сторе при подаче им-
ло влияет на t3- Время нарастания практиче-
ски не зависит от параметров импульса уп-
равления. Время включения увеличивается
с ростом переключаемого анодного тока (рис.
72) и почти не зависит от анодного напряже-
ния.
Особенно важно учитывать влияние амп-
литуды и крутизны импульса управления на
время включения при групповом последова-
тельно-параллельном соединении тиристоров.
В связи со значительным технологическим
разбросом времени включения параллельно и
последовательно 'соединенные тиристоры
включаются поочередно один за другим в те-
чение некоторого промежутка времени. При
параллельном соединении тиристор, включа-
ющийся первым, берет на себя весь ток на-
грузки. Включение оставшихся тиристоров за-
трудняется; часть тиристоров может не вклю-
читься, создавая угрозу перегрузки вентилей.
При последовательном соединении тиристоров
пульса управления возникает опасность появления перенапряже-
ний, так как к тиристору, который включает-
ся последним, прикладывается полное фазное напряжение. Ис-
пользуя импульсы управления с большой амплитудой тока и до-
статочно крутым фронтом, можно свести к минимуму зону раз-
броса времени включения и исключить перечисленные нежела-
тельные явления.
Как известно, отпирание тиристора при подаче импульса уп-
равления происходит от места присоединения УЭ и постепенно
ток нагрузки начинает проходить через всю площадь кремниевого
элемента. При больших скоростях нарастания анодного тока воз-
можно неравномерное распределение тока по площади структуры
тиристора и как следствие — локальные перегревы. Скорость рас-
пространения проводимости элемента зависит от крутизны им-
пульса управления: чем выше-^-, тем быстрее устанавливается
проводимость всего элемента. Таким образом, чем выше скорость
нарастания тока нагрузки, тем строже необходимо подходить к
выбору Опыт проектирования и эксплуатации выпрямитель-
но-инверторных агрегатов тяговых подстанций на тиристорах
показал, что крутизна переднего фронта импульсов должна быть
не менее 0,2 А/мкс.
В системах управления агрегатами жесткие требования предъ-
являются к симметрии управляющих импульсов фаз. Асиммет-
рия может быть причиной дополнительной перегрузки фаз и от-
дельных тиристоров, а также увеличения пульсаций в выпрям-
ленном напряжении. Особенно неблагоприятно сказывается
130
Рис. 72. Типичная зависимость време-
ни включения тиристоров ТД320 от
амплитуды прямого тока (/у — 2 А,
-= 2 А/мкс)
асимметрия управляющих им-
пульсов при схеме две обрат-
ные звезды с уравнительным
реактором. Даже в случае
сравнительно небольшой
асимметрии через уравнитель-
ный реактор начинает про-
текать дополнительный ток,
вызывающий насыщение маг-
иитопровода, а значительные
искажения выходного напря-
жения приводят к нарушению
нормальной работы схемы и
появлению дополнительных
гармонических составляющих
в спектре тока. Асимметрия
управляющих импульсов вентилей противоположных фаз не до-
пускается, а для других фаз не должна превышать ±1°.
При проектировании систем управления тиристорными агре-
гатами необходимо также учитывать возможные искажения на-
пряжения собственных нужд, появление наведенных помех в про-
водах системы управления при различного рода коммутациях
в силовых цепях, появление обратного напряжения, прикладыва-
емого к УЭ, и самопроизвольное открытие тиристоров, сбои и
пропуски импульсов управления. Разрабатывая схемы защиты
тиристоров, следует учитывать транзисторный эффект — появ-
ление э.д. с. анод-катод тиристора при подаче импульса управ-
ления па УЭ.
Для управления группой последовательно-параллельно сое-
диненных тиристоров и одновременной изоляции системы управ-
ления от высокого напряжения могут быть использованы инди-
видуальные импульсные (рис. 73, а) или групповые трансформа-
торы (рис. 73, в). Формирование переднего фронта импульса уп-
равления, а также длительности его осуществляется разрядом
на первичную обмотку через резистор Дс предварительно заря-
женного конденсатора С.
Для схемы с индивидуальными импульсными трансформато-
рами имеем
ФД • п а‘гп
7-2 + Al А21 — ••• — 7 2 ----Н
где /?2>, , Rzn — сопротивления нагрузок во вторичных обмот-
ках трансформаторов управления.
Так как практически
*21 /?21 ^2 > ••• > Ип Rin Д ,
то
^21 . _ ^22 ~ ~ ^'12 п
~dt~ ~ dt —•••— си
5*
131
Рис. 73. Расчетные схемы замещения систем управления с индивидуальными
(а, б, г, д) н групповыми трансформаторами (в, е)
Таким образом, скорости нарастания (или крутизна) тока уп-
равления в случае подключения управляющих р-п переходов к
индивидуальным трансформаторам примерно одинаковы.
При заданных параметрах системы управления входные сопро-
тивления управляющих цепей тиристоров практически остаются
постоянными, т. е. /?2i = const, ..., Rin — cosnt. В цепь управления
входят индуктивность соединительных проводов Лпр, индуктивно-
сти рассеяния соответственно первичной и вторичной обмоток
импульсных трансформаторов:
L^s — Li — Мц — — М',
Lis = ^2 — Л412 — Z.2 — Л4.
Если привести вторичную цепь к первичной, то остальные па-
раметры схемы замещения (рис. 73, б) можно найти из выраже-
ний:
, W? , W?
/?21 ~ /?21 ~2~ > ••• , /?2п ' /?2« —2~ ’
®2 w2
, Wj w?
L2s=--L}s~; =
Wj Wj
Взаимная индуктивность между первичной и вторичной обмот-
ками значительно больше индуктивности рассеяния, поэтому схе-
му замещения (см. рис. 73, б) можно привести к схеме рис. 73, г
или д, т. е. предположить, что токи во вторичных обмотках, а сле-
довательно, и в управляющих переходах одинаковы: i'21 = 122 —... =
132
=1''2П Правильность указанного предположения подтверждается
экспериментом. Так, амплитуда тока управления тиристоров дей-
ствующей установки с индивидуальными трансформаторами, не-
смотря на значительный разброс входных сопротивлений цепи уп-
равления, находилась в пределах от 1,6 до 1,9 А без включения
каких-либо дополнительных выравнивающих устройств.
Для схемы рис. 73, д, на которой обозначено
Ls = n (Ln + -^2s),
/?и = /?21 + 7? 22 + ••• + Rin = 2 А’г/ ,
имеем
исо
Ь [exp (-«! 7)—exp (-а2 £)]; (94)
i2 = ilw1/w2, (95)
7?с + 1 /~ (^с + ^н)2 1
ГДе Й2Д = 2(Лпр + ДД ± У 4(Дпр + Д5)2 ~ С(£пр + £,) : (96>
Ь = /1 -4(Апр+А5):[(/?с+/?н)2С ]. (97)
В формуле (96) значению а2 соответствует знак плюс перед
корнем, значению ai — знак минус.
Из выражения (94) видно, что чем меньше индуктивность
Lnp-i-Ls, тем больше крутизна нарастания тока й. Таким образом,
надо по возможности уменьшать длину соединительных проводов
(и их индуктивность), а индуктивность рассеяния трансформато-
ров сводить до минимума.
Максимальное значение тока через управляющий р-п переход
/2т = Р?7+^7)ь С ехр(~ 1п «1 ) ~ ехр 1п щ ’ (98)
Значения i2m ток достигает через время
6п = [1п (а2/«1)]:(й2 —<Д)-
Правильно рассчитанный индивидуальный трансформатор (см.
рис. 73, а) обеспечивает при передаче импульсов управления ма-
лое искажение их фронта. Экспериментальные зависимости ам-
плитуды и длительности импульсов такого трансформатора от
числа витков (рис. 74, а) показывают, что при двуполярных им-
пульсах и сопротивлении Д2; = 5 Ом (кривая 1) увеличение числа
витков вторичной обмотки w2 свыше 30 не приводит к увеличению
длительности импульса; при сопротивлении 7?2i = 24 Ом (кривая
2) такой же эффект наблюдается, когда ®2>65. В случае одно-
полярного импульса тока в первичной обмотке не влияет на дли-
тельность импульса увеличение числа витков w2 свыше 60 при
133
a)
t„,uc
1.0
0,3
0,8
0,7
0,8
0,5
0,0
0.3
0.2
0,1
ЪГг=5 Ыг=10 Ыг=20 ~WZ=25 Wz-35 W^70
Rzi = 5 Ом (кривая 3) и свы-
ше 80 — при R2i = 24 Ом (кри-
вая 4). При заданных сечении
сердечника и числе витков
вторичной обмотки трансфор-
матора переход с однополяр-
ных импульсов (частичное пе-
ремагничивание сердечника)
на двуполярные (полное пе-
ремагничивание) приводит к
увеличению длительности их
почти в 2 раза.
Коэффициент трансформа-
ции импульсного трансформа-
тора при ш2 = 20-э25 и Rn от
5 до 30 Ом близок к номи-
нальному, т. е. IiWi i^I2w2. Та-
ким образом, оказывается воз-
можным передавать во вход-
ные цепи тиристоров пример-
но одинаковые токи управ-
ления с одинаковой крутизной
импульсов, несмотря на зна-
чительный разброс динамиче-
ских сопротивлений цепи уп-
равления. Вместе с тем при
обеспечении одной и той же
крутизны тока импульса через
управляющие переходы на-
пряжения на них будут раз-
личны как по величине, так и
по крутизне (рис. 75). Форма
напряжения зависит от вида
входной характеристики уп-
Рис. 74. Экспериментальные зависимости
амплитуды и длительности импульса па
вторичной стороне выходного трансфор-
матора от числа витков wz (при —1),
сечения (кривые 5—8 для сечения
3 см2, 9, 10 — 2 см2) и полярности
импульсов (а) и форма выходных им-
пульсов (б):
I, 2, 5, 6, 9 и 10 — для разнополярных раВЛЯЮЩСГО ЭЛСКТрОДа ТИрИ-
импульсов в первичной обмотке; 3. 4, 7 и лТЛПа
8 — для однополярных СТОра.
Наибольшую крутизну им-
пульс напряжения имеет па управляющем переходе, обладаю-
щем наибольшим сопротивлением.
В схеме управления с групповым трансформатором (см. рис.
73,в) (упрощенная схема замещения показана на рис. 73, е) УЭ
тиристоров подсоединяют ко вторичным обмоткам, объединенным
общим магпитопроводом. При этом имеем
(Z2 + ТИ22) + ^21 ^?21 — (-^2 — ^22) + z22 /?22 = ... =
— (Z2 — Af2) ~aj—р i2n Rn,
где M22 — взаимная индуктивность вторичных обмоток.
134
Окончательно имеем, что
~~ hnRin.,
так как
(А2-Л422)^</2,- R2t.
Для успешного вклю-
чения группы тиристоров не-
зависимо от входных сопро-
тивлений управляющих элек-
тродов необходимо иметь в
цепи управления ток значи-
тельной амплитуды. Пример-
но одинаковые токи управ-
ления (Z2lm ~ 122т~“'~ 12пт)
можно получить лишь в слу-
чае, когда примерно равны
сопротивления в цепях вто-
ричных обмоток (/?21~ /?22~'
~...~/?2л); Для этого после-
довательно с управляющим
24
20
16
. 12
В
4
О
12 3 0 5 t.Mxc
Рис. 75. Напряжения иа управляющих эле-
ктродах тиристоров при крутизнах тока уп*
равления 1,0 (кривые /), 0,67 (кривые 2),
0,5 (кривые 3), 0,4 (кривые 4) и 0,33
А/мкс (кривые 5) и при различных вход-
ных характеристиках (I, II я III).
переходом надо включать
дополнительные резисторы.
Если предположить, что ток
управления может изменяться
от /у до /у + А/, то при из-
менениях сопротивлений цепи
управляющих р-п переходов в пределах от /?у1 до Ryk сопротивле-
ние Дд дополнительного резистора можно найти из уравнения
(/у + Д7) (ЯУ1 + /?д) = /у (Ryk + /?д),
откуда
R^ir(R^-R^~Rn.
Экспериментальные исследования группового трансформатора
подтвердили, что токи и напряжения на вторичных обмотках его
сильно зависят от сопротивления управляющего электрода. Так,
при изменении этого сопротивления от 5 до 24 Ом напряжение на
них изменялось от 6,5 до 7,5 В, а ток — от 1,3 до 0,31 А.
При имеющемся разбросе сопротивлений управляющего элек-
трода во входных цепях тиристоров требуется применять вырав-
нивающие резисторы или подбирать тиристоры по сопротивлению
УЭ. Включение последовательно с управляющими электродами
таких резисторов вызывает дополнительные потери мощности и
увеличивает потребляемую мощность системы управления. Кроме
того, при пробое в области УЭ в схеме с индивидуальными транс-
форматорами амплитуда импульсов управления на остальных
тиристорах остается прежней. В схеме с групповым трансформа-
135
Рис. 76. Схема замещения (а) и схема модели (б) системы управления тири-
сторами на аналоговой машине, а также осциллограммы импульсов тока (в),
полученные на моделирующей установке МН-7:
Я, = 5 Ом; Л, =0,4 мГ; L, = 1.65 ME; U„ = 260 В
тором пробой УЭ одного из тиристоров (при отсутствии дополни-
тельного резистора или малом его сопротивлении) приводит к
шунтированию оставшихся цепей управления (см. рис. 73, е), что
значительно уменьшает амплитуду импульсов управления на их
выходах.
Подобное уменьшение тока управления приводит к значитель-
ному увеличению времени включения /вкл тиристоров. При боль-
шом количестве последовательно-параллельно соединенных тири-
сторов и большом разбросе их времен включения это вызывает
неодновременное включение и может привести к закрытию отдель-
ных тиристоров, перераспределению напряжений и токов между
ними, возникновению их пробоев. Для предотвращения этого не-
обходимо, чтобы источники питания цепей управления тиристора-
ми имели малое внутреннее сопротивление, характерное для
источников тока.
Минимальные значения мощности для схемы управления с ин-
дивидуальными импульсными трансформаторами
, л 2
р = £д.г
/=1
(99)
136
а с групповым трансформатором
PLn = Х fyl (Ryi + /?д). (100)
Igssl
Для расчета схем управления тиристорами наряду с физиче-
ским моделированием, при котором затруднено изменение пара-
метров в больших пределах, эффективно применение аналоговых
вычислительных машин. В этом случае удобно пользоваться мето-
дом прямого моделирования, когда расчетную схему строят из
функциональных блоков, аналогичных моделируемым элементам.
Этот метод ликвидирует необходимость записи дифференциальных
уравнений расчетной схемы, облегчая анализ исследуемой цепи.
Расчет схемы замещения с индивидуальными или групповыми
трансформаторами (см. рис. 73) можно свести к случаю разряда
предварительно заряженных конденсаторов емкостью Ct и С2 при
одновременном замыкании ключей К1 и К2 (рис. 76, а) соответ-
ственно через резистор сопротивлением /?1 и дроссель индуктив-
ностью L? (контур CtRi формирует фронт импульса, а контур С2Л2
длительность его) на нагрузку.
= Ls -f- Znp и R? — Rnp иА’со.р
где Rcp.pn — среднее значение сопротивления управляющего р-п
перехода тиристора при расчетном значении тока через него.
В случае применения метода прямого моделирования для контура тока /ц
Ui = J /1 dt — Uc0 ; U3 = h /?; U2 = — (Ui + U3);
/1 = 7,7 J dt - 7~ f {Ux + U'i} dt>
где Ui — напряжение па конденсаторе C(; U3 — напряжение на сопротивле-
нии R = Ri + /?2; U2 - напряжение па индуктивности цепи Щ; UCo -• на-
чальное значение напряжения на конденсаторе;
для контура тока /2
U, '= С2 J Л dt ~~ исо • ^б = /2/?2;
Ui = — (Uf + Uf,y,
Г2 = [ U3 dt = - J ([/< + Ue) dt,
где Щ — напряжение на конденсаторе С2; U3 — напряжение на сопротивлении
цепи R3; U3 — напряжение па индуктивности цепи L = Li + Л2.
Система машинных уравнений с учетом масштабов тока М^ЦЩ времени
Mt — t]t и напряжения Ми — U/U для контура тока /1
_ 1 Чх 6-
^-С7 44
_ Ч,_ _ - -
= и2 = - (Ui + и3);
— 1 г _ 1 (• _
/ = “77 лгГлГ \ Ui dt ~ ~L~. МТлГ ) Uadt;
t U' V 1 I и
137
для контура тока /2
1 ми С-
Ui ~ С2 Mt Mt } /г dt ~ Uco ;
М„ _ _
Ue = лт; Л /?2: Us = ~ (Ui -
_ 1 Mt p i Mi p_
z2 = -L- M \lJbdt — -£- M M U6 dt.
I U tJ I U. iJ
Математическая модель приведенной системы управления поз-
воляет анализировать зависимость импульса управления от раз-
личных параметров схемы (рис. 76, в).
23. СИСТЕМА УПРАВЛЕНИЯ
ИНВЕРТОРНЫМ АГРЕГАТОМ МПС
Система предназначена для формирования импуль-
сов управления с заданными параметрами и распределения их
между тиристорами. Она выполняет, кроме того, ряд операций,
связанных с переключением режимов работы агрегата, сигнализа-
цией и аварийным отключением.
В соответствии с особенностями работы силовой части инвер-
тора, выполненного по схеме две обратные звезды с уравнитель-
ным реактором, применена система управления, обеспечивающая
подачу на тиристоры каждой фазы двух парных импульсов уп-
равления длительностью 12—15°, сдвинутых один относительно
другого на 60°. Управляющие p-п переходы каждого тиристора
подсоединяют к системе управления через индивидуальные им-
пульсные трансформаторы тока. Система управления обеспечивает
одновременное открытие большого количества последовательно-
параллельно соединенных тиристоров и пригодна также для агре-
гатов, собранных по трехфазной мостовой схеме.
Импульсы, сформированные в блоке фазо-импульсного управ-
ления БФИУ (рис. 77), усиливаются в блоках предварительного
усиления БПУ1 — БПУЗ и размножаются в блоке импульсных
трансформаторов БИТ. Окончательное формирование импульсов
управления происходит в блоках генераторов импульсов БГИ1—
БГИ6, с которых импульсы через распределители РИ1—РИ6 по-
даются на управляющие электроды силовых тиристоров фаз. Для
питания БГИ применен специальный трехфазный зарядный транс-
форматор мощностью 15 кВ-А. Контроль наличия импульсов осу-
ществляется блоком-реле защиты БРЗ.
В фазо-импульсном устройстве формируются задающие им-
пульсы управления и производится автоматическое изменение их
фазы в зависимости от тока нагрузки для компаундирования внеш-
ней характеристики инвертора. В качестве фазо-импульсного
устройства в преобразователях первых выпусков применялась
система регулирования шкафа ртутных выпрямителей. Устрой-
138
ства компаундирования и уп-
равления этого шкафа имеют
большие габаритные размеры,
не обеспечивают точную сим-
метрию управляющих импуль-
сов, потребляют относительно
большое количество электро-
энергии. Поэтому в инвертор-
ных агрегатах более позднего
выпуска в качестве фазо-им-
пульсного устройства приме-
нена более надежная и ком-
пактная схема (рис. 78, а).
Три малогабаритных тран-
сформатора Тр1, Тр2, ТрЗ,
Рис. 77. Структурная схема системы
управления инверторным агрегатом
соединенных в треуголь-
ник, представляют собой статическое фазовозвращающее уст-
ройство — дискретный статический фазорегулятор СФ. Он
выполнен таким образом, что к выводам 9, 10 обмоток II на-
сыщающихся трансформаторов TplA, TplB, TplC подводится
разность одного линейного напряжения и части другого, снимае-
мого со вторичных обмоток трансформаторов Тр1—ТрЗ. Изменяя
общее число витков вторичной обмотки, а следовательно, вторич-
ное напряжение, можно изменять фазу напряжения, подводимого
к обмотке II (выводы 9, 10) относительно основного линейного
напряжения. Например, при последовательном включении всех
четырех вторичных обмоток углы сдвига между векторами линей-
ных напряжений и векторами напряжений, подводимых к обмот-
кам II, составляют 33° (рис. 78, б).
Числа витков вторичных обмоток 1—4 трансформаторов Тpl—
ТрЗ (число витков обмоток 1, 2, 3, 4 соответственно w4 = 24;
w2 = Зк>! -- 72; w3 = 9w] = 216; = 27w4 = 648) подобраны так, что
различное сочетание их при включении дает возможность дискретно
изменять через 0,74° угол сдвига между векторами U Ав и Uca
и U\c> Uвс и СТл. При этом напряжение на конденсаторе С1 фильт-
ра Rl, С1 (см. рис. 78, а) отстает от напряжения на выводах 9—10
на 18—22° (рис. 79, а).
При насыщении трансформаторов TplA, TplB или TplC на-
пряжение t/ц обмоток II снижается до нуля. Э. д. с. {71п на
вторичной обмотке III этих трансформаторов также снижается до
нуля и предварительно заряженный конденсатор С4 разряжается
через малые индуктивные сопротивления обмоток трансформато-
ров TplA и Тр2А, формируя на выходе Тр2А импульсы управле-
ния с крутым передним фронтом (см. рис. 7,9 а).
Изменение фазы выходных импульсов в зависимости от тока
нагрузки осуществляется путем подмагничивания сердечников
трансформаторов TplA, TplB и TplC от промежуточных ТрП1—
ТрПЗ, подключаемых к трансформаторам тока ТТ, установлен-
ным на первичной стороне тягового трансформатора.
139
Унифицированный шкаф управления предназначен также для
выпрямительных агрегатов, собранных по трехфазпой мостовой
схеме на управляемых вентилях. В этом случае можно осуществить
быстродействующую защиту от токов к. з. путем снятия импуль-
сов управления с тиристоров. С этой целью обмотки IV трансфор-
маторов TplA, Тр1В и Тр1С подсоединяют соответственно к вып-
рямительным мостам Д19—Д22, Д23—Д26 и Д27—ДЗО, а выходы
последних — к тиристору Т1 (см. рис. 78, а). При возникновении
короткого замыкания от датчика через диод ДЗЗ, резистор R14 и
стабилитрон Д32 подается импульс на управляющий электрод
тиристора Т1\ последний, открываясь, шунтирует выпрямительные
мосты и обмотки IV трансформаторов. При этом импульсы управ-
ления снимаются.
Выходные импульсы с блока фазо-импульсного управления по-
ступают на тиристоры блоков предварительного усиления БПУ.
В каждый из трех блоков БПУ (рис. 80, а) входят два самостоя-
тельных формирователя импульсов I и II. Формирователь импуль-
сов состоит из апериодического контура R.1, С2 (R2, С4) и коле-
бательного контура Др1, С1 (Др2, СЗ). На конденсаторы Cl, С2
формирователя I и СЗ, С4 формирователя II подаются зарядные
Рис. 78. Схема блока фазо-импульсного управления унифицированного шкафа
(а) и векторные диаграммы его работы (б, в)
140
Рис. 79. Напряжения иа отдельных элементах блока фазо-импульсного управ-
ления (а); зарядные напряжения, импульсы управления Ut— Us и выходные
импульсы блоков БПУ (б)
напряжения со сдвигом по фазе 60° (рис. 79, б). Тиристоры
Т являются ключами в цепи разряда предварительно заряжен-
ных конденсаторов С/—С4.
Тиристоры формирователей открываются импульсами от фазо-
импульсного устройства спустя 60° после прохождения положи-
тельной полуволны синусоиды через нулевое значение, т. е. в мо-
менты, когда заперты зарядные диоды Д1 и Д5. При этом конден-
саторы С/, С2 колебательного и апериодического контуров фор-
мирователя / разряжаются на первичную обмотку импульсных
трансформаторов Тр5—Тр8 блока БИТ, а конденсаторы СЗ, С4 —
на первичную обмотку трансформаторов Тр1—Тр4 (см. рис. 80, а).
Со вторичных обмоток трансформаторов блока БИТ импульсы в
соответствии с диаграммой рис. 81, а подаются на запуск тири-
сторов блоков генераторов импульсов БГИ (рис. 80,6), которые
имеют такую же схему, что и блоки БПУ.
Конденсаторы колебательных и апериодических контуров БГИ
разряжаются на первичную обмотку выходных импульсных транс-
форматоров, которая выполнена в виде полого токоведущего стер-
жня, изолированного от сердечников и вторичных обмоток на пол-
ное рабочее напряжение установки. Одновременно указанный
стержень является конструктивным элементом, на котором моп-
141
тируют выходные трансформаторы Тр1, Тр2, Три. (см. рис.
80, б).
На вторичной стороне выходных импульсных трансформаторов
импульсы образуются из суммы двух напряжений ui и и2 (рис.
81, б). Напряжение щ образуется при разряде конденсаторов
апериодического контура и обеспечивает высокую крутизну пе-
реднего фронта импульса, а напряжение и2 при разряде кон-
денсаторов колебательного контура и обеспечивает необходимую
длительность импульса. На управляющие электроды тиристоров
фаз с блоков БГИ через выпрямители распределителя импульсов
подается пара импульсов со сдвигом 60°.
Система управления смонтирована в отдельном шкафу. Все ее
блоки съемные, их подключают к цепи штепсельными разъемами.
а)
0 в В С
0 00 0
Д1
»—м
ДР1
С1
Д5
К зарядному
трансформатору
ф ^ггов
Тр
-----»
Д9
К блоку Фиу
дг
дю
ДЮ-
5ПУ
Тр7
ДЮ
X
Тр8
ДЗ
де
-И-
---»
ДЮ
---»
дп
---»
дю
-га-»
Дрг
К блоку импульсных трансформ. (6ИТ)
К блоку реле
защиты (бРЗ)
X X
Д1
дг
Д9
ТрЗ
Тру
ТрЗ
БИТ
дю-дю
-у- 97 CZ
Д5 Д6
00 0 0
0 4 в С
Д8
6ГИ
тРп\
дгг
—»~
ДЮ-Д17
---»-
\дгз
-* РИ -----------------*-
»
4Х
г
Д7
о
-»
-»
а
5Й
<3 R
с
Рис. 80. Схема блоков предварительного усиления БПУ и импульсных транс-
форматоров БИТ (а), а также генераторов импульсов БГИ с распределителем
импульсов РИ (б)
142
Рис. 81. Взаимное расположение зарядных напряжений и импульсов управления
блоков БГИ (а); схема формирования импульсов управления в блоках БГИ (б)
Этим обеспечиваются максимальная компактность расположения
элементов систем управления, а также удобства при наладке и
обслуживании шкафа.
Индивидуальные импульсные трансформаторы и выпрямители
распределителя расположены в шкафах полуфаз в непосредствен-
ной близости от тиристоров.
Выходные блоки генераторов импульсов смонтированы в од-
ном шкафу, что повышает помехоустойчивость системы, так как
провода, по которым передаются слаботочные импульсы управле-
ния тиристорами блоков БГИ, удалены от силовых цепей агрега-
та. Кроме того, размещение блоков БГИ в общем шкафу позволяет
уменьшить длину проводов защиты и управления. Однако при
таком расположении блоков несколько увеличивается индуктив-
ность разрядной цепи, что приводит к небольшому снижению
крутизны управляющих импульсов. Как показали эксперимен-
тальные исследования, в этом случае крутизна их достигает 0,15—
0,20 Azmkc, что вполне достаточно для обеспечения одновременно-
го включения последовательно соединенных тиристоров агрегатов
тяговых подстанций.
143
24. СИСТЕМА УПРАВЛЕНИЯ
ВЫПРЯМИТЕЛЬНО-ИНВЕРТОРНЫМ
АГРЕГАТОМ ВИПЭ-1
Система управления ВИПЭ-1 формирует импульсы
управления тиристорами в выпрямительном и инверторном режи-
мах, изменяет их фазу для компаундирования внешней характе-
ристики инвертора, задает алгоритм переключения, обеспечивает
сигнализацию о режимах работы агрегата.
С трансформатора синхронизации ТрЗ через /?С-фильтр напря-
жения подаются на блоки генераторов импульсов ГИВ, ГИИ (рис.
82 и 83), в которых формируются управляющие импульсы выпря-
мителя или инвертора в зависимости от режима работы агрегата.
Каждая группа генераторов обеспечивает получение шести им-
пульсов, сдвинутых один относительно другого на 60° и синхрони-
зированных с напряжением сети. Усиленные в блоке выходных
усилителей БВУ импульсы служат -для управления моментом за-
пуска тиристоров выходных каскадов БВК, в которых формиру-
ются мощные импульсы тока амплитудой около 45 А и длитель-
ностью 30—35°. Эти импульсы поступают на распределитель, где
они размножаются при помощи импульсных трансформаторов, и
через выпрямители подаются на управляющие электроды тири-
сторов фаз. С выходных каскадов на каждую фазу и па каждый
тиристор поступают по два сдвинутых на 60° импульса.
Фаза управляющих импульсов устанавливается в зависимости
от режима работы агрегата. В выпрямительном режиме она под-
держивается неизменной, а в инверторном — для компаундиро-
вания внешней характеристики изменяется в зависимости от на-
Рис. 82. Структурная схема системы управления агрегатом ВИПЭ-1
144
К КС-фильтру Трз
Рис. 83. Развернутая функциональная система управления агрегатом ВИПЭ-1
грузки и напряжения сети. Информация об этих параметрах от
датчиков тока ДТ и напряжения ДН вводится в блок стабилиза-
ции БСТ, откуда после преобразования поступает на генераторы
импульсов ГИИ.
В блок стабилизации поступают также сигналы от датчиков
переключения режимов ДПР, откуда они передаются в блок за-
держки БЗ, который обеспечивает переключение элементов сис-
темы в определенной последовательности. При переключении из
выпрямительного режима в инверторный блок задержки выдает
сигнал «Запрет» на все генераторы ГИВ. После снятия импульсов
управления с блока стабилизации выдается команда, вызываю-
щая переключение реле и изменение чередования фаз трансфор-
матора выходных каскадов. Импульсы управления появляются
спустя некоторое время после окончания указанных операций.
При переключении из инверторного режима в выпрямительный
импульсы управления с выходов генераторов ГИИ снимаются по-
сле отключения быстродействующих выключателей и появляются
на выходе ГИВ после окончания необходимых коммутационных
переключений.
Сигналы на включение (Пуск) и отключение (Стоп) агрегата,
а также на отключение от защит поступают в блок команд БК и
далее через блок задержки на соответствующие элементы системы.
От блока задержки через блок защиты БЗащ выдается сигнал
о режиме работы агрегата, а через блок БСТ — сигнал о его по-
ложении. Все блоки системы управления, кроме выходных кас-
кадов и блоков пороговых элементов БПЭ, выполнены на унифи-
цированных полупроводниковых логических и функциональных
элементах «Логика-Т» с использованием логических элементов
ИЛИ—НЕ, ИЛИ, И, функциональных — триггер, нуль-орган, эле-
мент задержки и усилителей на разные мощности.
Элементы срабатывают при поступлении на их входы диск-
ретных сигналов отрицательной полярности. Сигнал 0 на выходе
по абсолютной величине составляет не более 0,85 В, сигнал 1 —•
не менее 4 В.
Выходные блоки (каскады) БВК предназначены для формиро-
вания и размножения импульсов, поступающих на управляющие
р-п переходы силовых тиристоров. От параметров блоков зави-
сят амплитуда, длительность и крутизна управляющих импульсов.
Выходной блок БВК (см. рис. 83) состоит из формирователя
импульсов с зарядными конденсаторами С1—СЗ и шунтирующи-
ми диодами ДЗ, Д4, Д5; силовых тиристоров с шунтирующими це-
пями RC-, ограничивающих резисторов Rl, R2; силовых диодов
Д1, Д2; АС-контура, содержащего дроссель насыщения Др1 и
конденсатор С6; разрядных резисторов R5, R6; импульсных транс-
форматоров Тр1, Тр2. Вся система управления включает в себя 12
панелей с выходными блоками.
Формирование импульсов (рис. 84, а) в выходных блоках
происходит следующим образом. При положительной полярно-
сти напряжения, которое подастся на БВК от зарядного транс-
146
Рис. 84. Диаграмма формирования импульсов в выходных блоках (а); временные диаграммы работы блоков команд (б),
сигнализации (в), генераторов импульсов (г) и задержки (д)
ttcuHtp Uh fyfoix Ulan uSu, ^Sbix «л,, Uh USM ^8bix faux Ufa* U
~СтшкТ) s' 1
1ТЮ1(9) \ ! \ / t
1 1t
токе) r-wuis) 1 H
^ТШ(б,8) 1 z
1 1 t
IZT WKS) Hr- w(i) 1 i
\| Ua (3) \ i
лг-дагдо *ZTWll3) tx ‘
JI t
^3T-101(3) ЗТ-ЮКв) t
II t
1 irmts) t
1 i а.=зо°
Us, Lta . — t
us, \iT-wi(B) — — t
uSM Ът-щз? t
Ufol \lT-3D3 — 5
ut„ ftFiofy — — t
uet,, \moiM i
— — t
Imow) t
ifoj ' К
иЙ, ^r-wi(s) t
UiJtr ions) — — i
иеш IIT303 t
u&„ br-IOIff) ! t
ueu, \ST 101(3) — 1 t
uetl, Irr-wr t
Z7a„ \sTI0l(8) — — f
^3TtOKS) — t
ulu, fer^iz: — t_
utM WtI — — t
Ueu, frioiuo)-. — t
^ЫПрЯМ\ режим t0\^ tiMi Иаёерторный режим ix U. sti Выпрямит режим U £ Стоп t ts
форматора блока питания, происходит заряд конденсаторов С1
и СЗ. Спустя 3'0° после изменения полярности приложенного на-
пряжения от блоков БВУ через импульсные трансформаторы
Тр1 и Тр2 подаются управляющие импульсы на тиристоры Т1
и Т2. Открываясь, тиристоры вызывают разряд конденсаторов
С1, СЗ на резистор R5 и первичные обмотки (применен высоко-
вольтный провод) выходных импульсных трансформаторов тока
Тр1—Тр180; одновременно происходит заряд конденсаторов С2
и С6.
Вначале диоды ДЗ и Д5 заперты отрицательным напряже-
нием, цепь разряда замыкается незаряженным конденсатором
С2 и к трансформаторам Тр1—Тр180 прикладывается суммарное
напряжение конденсаторов С1 и СЗ. Благодаря этому увеличи-
вается крутизна переднего фронта импульса. Амплитуда его ог-
раничивается, сопротивлением разрядного резистора R5, а ско-
рость нарастания определяется временем включения тиристоров
Tl, Т2 и индуктивностью цепи резисторов, соединительных про-
водов, рассеяния импульсных трайсформаторов. Чтобы получить
большую крутизну, применяют специальные безындукционные
угольные разрядные резисторы и выходные каскады располага-
ют непосредственно в фазах преобразователя.
По мере заряда конденсатор С2 принимает часть напряжения
на себя; напряжение, прикладываемое к импульсным трансфор-
маторам, снижается, соответственно уменьшается и ток. Через
время t}, зависящее от соотношения емкостей конденсаторов С2
и С1, СЗ, а также от сопротивления резистора R5, напряжение
на конденсаторе С2 становится равным напряжению на обклад-
ках каждого из конденсаторов С1 и СЗ. В этот момент диоды
ДЗ и Д5 открываются и все три конденсатора начинают разря-
жаться: С1 через диод Д5, С2 через диоды ДЗ и Д5, СЗ через
диод ДЗ. Секционированный конденсатор (элементы Cl, С2, СЗ,
ДЗ, Д4, Д5) позволяет получить импульс управления с требуе-
мыми параметрами: крутизна фронта составляет 1—2 А7мкс, дли-
тельность 30°.
Цепочка, состоящая из дросселя насыщения Др1 и конденса-
тора С6, обеспечивает надежное запирание тиристоров Т1 и Т2
после формирования импульса управления. В начальный момент
разряда конденсаторов С1 и СЗ индуктивное сопротивление
дросселя велико и ток заряда конденсатора С6 мал: почти весь
ток разряда проходит через резистор R5 и первичную обмотку
трансформаторов. По мере разряда конденсаторов, С1 и СЗ ток
заряда С6 возрастает вследствие снижения сопротивления дрос-
селя Др1. К концу разряда С1 и СЗ напряжение на них стано-
вится меньше, чем на конденсаторе С6, и тиристоры Tl, Т2 за-
крываются.
Импульсные трансформаторы управления имеют коэффи-
циент трансформации около 30 (число витков вторичной обмотки
30); при вторичном токе 1,5—2 А первичный ток составляет 45—
60 А. Поэтому выходные каскады должны формировать импуль-
148
сы тока с амплитудой до 60 А. Одна часть БВК формирует пер-
вый импульс, другая — второй, сдвинутый относительно первого
на 60°.
С помощью реле Р2 блока режимов БР к импульсным транс-
форматорам общей группы (Тр91—Тр180) подключаются им-
пульсные трансформаторы инверторной группы {Тр37—Тр90), а
с помощью реле Р1— импульсные трансформаторы выпрями-
тельной группы (Тр1—ТрЗб).
Блок команд БК (см. рис. 83) предназначен для обработки
сигналов ручного управления (Стоп, Пуск) и сигнала перегрузки
агрегата. В исходном/ положении (кнопка Стоп замкнута, кноп-
ка Пуск разомкнута), тиристор Т1 закрыт, на входы 2 эле-
ментов 1Т-101 и 2Т-101 подаются отрицательные потенциалы
(рис. 84, б), поэтому с выхода усилителя Т-402 снимается отри-
цательное напряжение, которое подается на блок задержки.
С блока задержки (IT-401, 2Т-401) подаются запрещающие сигна-
лы на генераторы импульсов ГИБ и ГИИ (при отключенных БВ
инверторного режима) и сигнал об отключенном положении ус-
тановки.
При нажатии кнопки Пуск тиристор Т1 открывается) и отри-
цательный потенциал с выходов 2 снимается (см. рис. 84, б).
Одновременно снимается сигнал запрета с ГИИ или ГИВ в за-
висимости от выбранного режима работы и подается сигнал па
включение красной лампы Вкл. (установка включена).
В случае перегрузки агрегата срабатывает соответствующий
релейный элемент в блоке защиты. Отрицательный потенциал
поступает на вход 5 элемента 1Т-101 в блоке команд. Этот эле-
мент реализует функцию памяти: после подачи сигнала на вход
5 появляется сигнал на его прямом выходе и исчезает на ин-
версном; это состояние сохраняется до, подачи сигнала на вход 2
второго элемента. Появление сигнала на прямом выходе ячейки
памяти блока БС приводит к возникновению отрицательного по-
тенциала на выходе усилителя Т-402 с последующей выдачей за-
прещающего сигнала на ГИВ или ГИИ.
В блоке команд смонтированы также источники стабилизиро-
ванного напряжения 36 и 50 В.
Блоки генераторов импульсов ГИВ и ГИИ предназначены
для формирования импульсов управления тиристорами TI, Т2
выходных каскадов в выпрямительном и инверторных режимах.
Эти блоки одинаковы и взаимозаменяемы. Система управления
агрегатом ВИПЭ-1 содержит по шесть блоков ГИВ и ГИИ (по
числу фаз преобразователя).
Блок ГИВ (ГИИ) (см. рис. 83) состоит из следующих ос-
новных элементов: формирователя, логических элементов Т-101,
потенциально-импульсного элемента Т-102 (триггер), функ-
ционального элемента Т-203 (нуль-орган), элемента временной
задержки Т-302, усилителя мощности Т-402, выходной дифферен-
цирующей цепочки и цепочки R2-C2 — генератора пилообразного
напряжения.
149
Формирование импульсов в блоках ГИВ (ГИИ) осуществляет-
ся по принципу вертикального управления (рис. 84, г). От транс-
форматора ТрЗ через /?С-фильтр на формирователь F подается
синусоидальное напряжение. Отрицательная полуволна напряже-
ния преобразуется' в трапецеидальный импульс, который, пройдя
через два последовательно включенных инвертора (элемент
1Т-101), поступает на вход 1 триггера 1Т-102. Если левый транзис-
тор триггера насыщен, конденсатор на его входе начинает заря-
жаться до напряжения, близкого к напряжению питания. В мо-
мент снятия отрицательного импульса конденсатор, разряжаясь,
запирает левый транзистор, триггер переключается.
В момент 12 (см. рис. 84, г), когда происходит переброс триг-
гера, снимается отрицательный потенциал со входа 6 элемента
2Т-101. Транзистор элемента переходит в режим отсечки, в ре-
зультате чего создается цепь для заряда конденсатора С2. Ло-
гический элемент 2Т-101 и цепочка RC образуют, таким образом,
генератор пилообразного напряжения Ua. Это напряжение пода-
ется на вход функционального элемента Т-203, где оно сравни-
вается с напряжением управления t/y, подаваемым па нуль-орган
от блока команд для ГИВ или от блока стабилизации для ГИИ.
В момент, когда [7П становится равным напряжению управ-
ления, срабатывает блокинг-генератор нуль-органа и на его вы-
ходе появляется серия импульсов. Импульсы с блокинг-генера-
тора, преобразованные в сигнал постоянного тока, подаются на
базу левого транзистора триггера 1Т-102, возвращая его в исход-
ное положение. В результате на выходе элемента времени Т-302
формируется кратковременный импульс длительностью /„=454-
4-50 мкс. Пройдя через инверторы 2Т-101, ЗТ-101 и усилитель
мощности 1Т-402, импульс дифференцируется и подается на блок
выходных усилителей и далее на управляющие электроды тирис-
торов выходных блоков. Изменяя напряжение управления [7У,
подаваемое на орган сравнения (нуль-орган), можно сдвигать
импульсы управления по фазе.
Для выпрямительного режима начальное напряжение управ-
ления устанавливается соответствующим углу а=30° (угол ес-
тественной коммутации), для инверторного режима — соответ-
ствующим углу р —30°. Причем угол а остается в дальнейшем
неизменным, а угол р изменяется в соответствии с нагрузкой аг-
регата.
Блок задержки БЗ (см. рис. 83) служит для подачи запреща-
ющего сигнала па генераторы ГИВ или ГИИ при переключениях
и аварийных режимах. Он выполнен в виде двух самостоятельных
логических каналов с выводами на блоки ГИВ и ГИИ и на блок
защиты для сигнализации о режиме работы агрегата.
При переключении агрегата из выпрямительного режима в ин-
верторный датчик переключения режимов замыкает цепь пита-
ния реле РИ. Реле размыкает свой контакт во входной цепи ло-
гического элемента 2Т-101 (в блоке БСТ), при помощи которого
задается режим работы агрегата. Со входа 1а блока БЗ снимает-
150
ся, а на вход 1с подается отрицательный потенциал (момент Л
на рис. 84, д'). На выходе 5а блока мгновенно появляется сигнал
запрета, который поступает на блоки ГИВ, чем обеспечивается
снятие импульсов с тиристоров выходных блоков и фаз агрегата.
Снятие сигнала запрета с блока ГИИ происходит с выдержкой
времени ДЛ = 74-10 с после окончания всех необходимых комму-
тационных переключений.
При переключении агрегата в выпрямительный режим кон-
такт реле РИ замыкается, но запрет на блоки ГИИ будет подан
только тогда, когда отключатся быстродействующие выключате-
ли инверторного режима, т. е. после замыкания контакта-повтори-
теля автоматических выключателей инверторного режима ПАИ,
который включен последовательно с РИ. Такая блокировка не-
обходима в связи с тем, что снятие импульсов управления в ин-
верторном режиме приводит к к. з. внешней цепи.
Снятие запрета в момент /3 (см. рис. 84, д) с ГИВ также про-
исходит с выдержкой времени Д/2, необходимой для проведения
коммутационных переключений. При ручном отключении агрега-
та в выпрямительном режиме (нажата кнопка Стоп, см. рис. 84)
или перегрузке подается сигнал с БК на блок задержки (вход
За), который без выдержки времени выдает запрет на блоки
ГИВ.
В инверторном режиме при отключении агрегата или перег-
рузке запрещающий сигнал на блоки ГИИ поступает только пос-
ле отключения БВ инверторного режима. Контроль отключения
БВ осуществляется при помощи элемента Т-107. Сигналы о вы-
прямительном и инверторном режимах работы подаются с выхо-
дов 6а и 9с блока задержки БЗ па блок БЗащ.
Блок стабилизации БСТ (см. рис. 83) состоит из нескольких
логических цепей, выполняющих различные функции. Как указы-
валось выше, на логических элементах ЗТ-101 и 4Т-101 выполне-
но устройство для суммирования сигналов, поступающих с блоков
пороговых элементов БПЭ. С выхода этого сумматора через блок
сигнализации и усилитель подается сигнал на отключение агре-
гата. Элементом 2Т-101 и контактами реле ПАИ и РИ задается
режим работы преобразователя. Элемент 1Т-101 служит для
подачи сигналов о включенном и отключенном положениях аг-
регата.
В блоке стабилизации имеется также узел для автоматическо-
го изменения угла р в режиме инвертирования. Как известно,
изменение угла р необходимо для компаундирования внешней ха-
рактеристики с целью снижения напряжения на токоприемнике
рекуперирующего электровоза и увеличения нагрузочной способ-
ности инвертора. Компаундирование внешней характеристики про-
изводится по току и по напряжению. Датчики тока и напряжения
включают на входе узла компаундирования. Изменения тока ин-
вертора и напряжения на шинах подстанции приводят к измене-
нию выходного напряжения этих датчиков. Изменение напряже-
ния на выходе датчиков вызывает в свою очередь изменение
151
Рис. 85. Схемы выходного усилителя (а) и порогового элемента (б)
выходного напряжения узла компаундирования, которое подается
на нуль-орган генераторов ГИИ, где сравнивается с пилообраз-
ным напряжением. В момент сравнения напряжений (задний
фронт «пилы») формируется импульс для запуска тиристоров вы-
ходных блоков, т. е. изменяя напряжение сравнения, можно из-
менять и угол опережения инвертора.
Блок сигнализации БС выдает сигналы о перегрузке агрегата
и пробое тиристоров в любой из его шести фаз. Блок состоит из
восьми ячеек памяти, выполненных на элементах Т-101. Сигналы
о пробое одного тиристора поступают в блок БС с релейных эле-
ментов блоков пороговых элементов, сигналы о перегрузке — с
релейного элемента блока защиты. Выходы ячеек памяти через
усилители подключены к сигнальным реле или сигнальным лам-
пам. Для установки ячеек памяти в исходное положение после
включения агрегата на их входы 2 подается потенциал от блока
команд БК.
Блоки выходных усилителей БВУ предназначены для усиления
импульсов на выходе блоков ГИВ и ГИИ. Усилитель (рис. 85, а)
выполнен на мощных транзисторах Tin Т2, включенных с целью
повышения коэффициента усиления по схеме составного транзис-
тора, при насыщении транзистора Т1 насыщается и транзистор
Т2; если закрыт Т1, то закрыт и Т2. Для обеспечения режима от-
сечки транзисторов служит диод Д4. Диод ДЗ предотвращает
пробой транзисторов при перенапряжениях, возникающих в ре-
зультате отключения индуктивной нагрузки (в качестве нагруз-
ки на выход усилителей через резисторы R3 подключены импульс-
ные трансформаторы Тр1 и Тр2 выходных блоков). Вход усили-
телей диодный (диоды Д1, Д2). Всего в системе управления три
блока усилителей БВУ, в которых размещены 12 усилителей мощ-
ности.
Блоки пороговых элементов БПЭ применены в качестве релей-
ных элементов датчиков пробоя тиристоров. Отдельные ячейки
блоков (релейные элементы) служат для преобразования плавно
изменяющегося входного напряжения в дискретный выходной
сигнал. Элемент (рис. 85, б) выполнен на основе двухкаскадного
усилителя постоянного тока с положительной обратной связью,
что обеспечивает лавинообразный процесс нарастания выходного
152
сигнала при увеличении входного до определенного уровня. Нап-
ряжение на входе элемента, снимаемое с делителя R6, R7, срав-
нивается с напряжением на стабилитроне Д1. До тех пор, пока
входное напряжение меньше напряжения на стабилитроне, тран-
зисторы Т1 и Т2 насыщены и сигнал на выходе равен нулю. С по-
вышением напряжения на входе потенциал базы транзистора Т1
растет и при достижении напряжения стабилизации стабилитро-
на транзистор запирается, что вызывает надежное запирание
транзистора Т2 и появление сигнала на выходе элемента. Напря-
жение срабатывания порогового элемента устанавливают потен-
циометром R7.
Система управления содержит три блока БПЭ (см. рис. 83)
с четырьмя релейными элементами в каждом. Шесть элементов
настроены на срабатывание при пробое одного тиристора, шесть
других— при пробое двух и более тиристоров. Входы блоков
подсоединены к выпрямителям, которые питаются от вторичных
обмоток изолирующих трансформаторов, подключенных через
резисторы к параллельным ветвям тиристоров фаз. Выходы на-
гружены па элементы блока сигнализации и сумматор блока
стабилизации.
Блоки усилителей БУ и блок защит БЗащ предназначены для
питания ламп сигнализации, сигнальных реле и катушек реле за-
щиты. Кроме усилителей, блок защиты имеет релейный элемент,
который подключается к датчику перегрузки агрегата.
Блок питания осуществляет питание цепей логики, выходных
блоков и генераторов запускающих импульсов (ГИВ, ГИИ).
Блок питания состоит из трех трехфазных трансформаторов Тр1,
Тр2, ТрЗ и пяти трехфазных мостовых выпрямителей с выходными
напряжениями +6, —12, —24, —35 и —50В. Сглаживание пуль-
саций выпрямленного напряжения осуществляется индуктивно-
емкостными фильтрами. В блоке предусмотрена возможность
автоматического изменения фаз питающего напряжения транс-
форматора выходных каскадов на 120° с помощью магнитных пус-
кателей.
25. СИСТЕМА УПРАВЛЕНИЯ ВИПЭ-2УЗ
Система управления предназначена для импульсно-
фазового управления тиристорами, автоматического поддержания
заданной внешней характеристики инвертора, контроля, защиты и
сигнализации о режимах работы агрегата. Конструктивно она
разделена на две части и размещена в двух шкафах: управления
ШУ и выходных каскадов ШВК- Система управления выполнена
в виде отдельных блоков, которые могут быть объединены в сле-
дующие функциональные группы: импульсно-фазового управления
тиристорами; управления, сигнализации и контроля агрегата; за-
щиты агрегата; переключения режимов работы.
Группа импульсно-фазового управления — основная в систе-
ме — предназначена для формирования, усиления, распределения
153
Рис. 86. Структурная схема группы импульсно-фазового управления агрегата
ВИПЭ-2УЗ
154
Рис. 87. Диаграммы токов и напряжений на элементах блока генераторов им-
пульсов (а) и блока предварительных усилителей (б)
и задания фазы управляющих импульсов. В нее входят: блок ге-
нераторов импульсов БГ (рис. 86), два блока предварительных
усилителей BYJ и БУ2, блок синхронизации БС, блок согласова-
ния БСог, блок питания предварительных усилителей БП1, блок
питания генераторов импульсов БП2, блок питания БП4, шкаф вы-
ходных каскадов, состоящий из шести блоков БВК, зарядный
трансформатор Тр4.
Трехфазное напряжение, отфильтрованное /?С-фильтрами, с
блока синхронизации БС поступает на входы блока генераторов
импульсов БГ, который состоит из шести взаимозаменяемых гене-
раторов импульсов ГИ1—ГИ6. Кроме того, на блок подается по-
стоянное напряжение управления £7У с блока БСог, который пред-
назначен для согласования параметров сигнала управления и си-
стемы импульсно-фазового управления, а также для ограничения
минимального и максимального углов р регулирования инвертора.
Генератор импульсов ГИ состоит из генератора пилообразного
напряжения Г ПН (транзистор Т1), трансформаторного усилителя
и блокинг-генератора (транзистор Т2 и импульсный трансформа-
тор Тр) с положительной обратной связью. При отрицательной
полуволне синусоидального напряжения на входе ГИ транзистор
Т1 насыщен. В положительный полупериод транзистор закрыва-
ется и конденсатор С1 заряжается через резисторы R2- R4 по
экспоненциальному закону с большой постоянной времени (рис.
87, а). Таким образом, на вход блокинг-генератора поступает раз-
ность напряжения uci на обкладках конденсатора С1, и на-
пряжения управления 77у. Пока Uci<iUy, транзистор Т2 закрыт.
В момент времени, когда uCi становится больше Uy, транзистор
открывается и срабатывает блокинг-генератор. При этом предва-
155
рительио заряженный конденсатор СЗ разряжается, генерируя в
выходной обмотке напряжение колебательной формы. Закрывает-
ся транзистор Т2 в момент смены полярности синусоидального
напряжения на входе ГПН при разряде конденсатора CI.
Напряжение с выхода БГ поступает на блок БУ1 (БУ2), кото-
рый состоит из трех мощных тиристорных усилителей, предназна-
ченных для формирования запускающих импульсов блока выход-
ных каскадов БВК. Усилители получают питание от отдельных
вторичных обмоток трансформатора Тр блока БП1. Положитель-
ная полуволна этого напряжения, пройдя через диод Д4, заряжает
конденсатор СЗ (рис. 87,6). Блок усилителя может работать в
режимах смещения и запрета. Режим работы задается значением
тока, пропускаемого через последовательно соединенные диоды
Д2. Если этот ток равен 20 мА (режим смещения), то импульсное
напряжение, поступающее на вход БУ с блокинг-генератора через
диод Д1 и конденсатор С1, запирает диод Д2 и в момент отрица-
тельной полуволны зарядного напряжения конденсатора СЗ от-
крывает тиристор Т. Конденсатор СЗ, разряжаясь через резистор
R3 и последовательно соединенные с ним импульсные трансфор-
маторы, формирует отпирающие импульсы для тиристоров блоков
БВК. Если ток через диоды Д2 равен 300 мА (режим запрета), то
ток блокинг-генератора, максимальное значение которого равно
200 мА, не запирает эти диоды и, следовательно, не открывает
тиристор Т.
Окончательное формирование импульсов управления осуществ-
ляется в блоках выходных каскадов БВК. Работа блока БВК и
способ распределения импульсов управления между тиристорами
фаз агрегата не отличаются от ранее описанного (см. рис. 81, б).
Блоки выходных каскадов получают питание от специального
трансформатора Тр4. Параметры БВК рассчитаны таким обра-
зом, что позволяют получать на управляющих переходах тиристо-
ров парные импульсы со сдвигом 60° длительностью каждый
/ц^бОО мкс, крутизной 0,3 А/мкс и амплитудой тока управления
/у sC2,5 А.
Группа управления, сигнализации и контроля (рис. 88) служит
для дистанционного и местного управления агрегатом, задания
режима регулирования и формы внешней характеристики инвер-
тора, обработки сигналов, характеризующих работу агрегата, све-
товой сигнализации и тестового контроля при осмотрах и ремон-
тах. В эту группу входят блок контроля импульсов БКИ, блоки
контроля тиристоров БКТ1 и БКТ2, блок контроля проводимости
плеча инвертора БКП, панель управления, сигнализации и конт-
роля ПУ, блок усиления и тестовых сигналов БУТ, блок команд
БК, блок контроля напряжения и изоляции БКН, блок усилителя
постоянного тока УПТЗ, блок его питания БПЗ, блок связей БСВ,
блок питания БП5, датчик импульсов управления, датчик сиг-
нала о пробое тиристоров, датчик сигнала о проводимости ветви,
датчик тока для схемы автоматического регулирования угла опере-
жения инвертора.
156
Блок контроля импульсов БКИ осуществляет непре-
рывный контроль наличия импульсов управления. Блок состоит из
шести идентичных каналов, которые обрабатывают сигналы дат-
чиков контроля импульсов ТрЗ, установленных в блоках выходных
каскадов БВК. В каждый канал входят два инвертора 1Т-101,
элемент задержки Т-303 и ячейки памяти на элементах 2Т-101.
В нормальном режиме работы па вход канала поступают пар-
ные импульсы с частотой следования 50 Гц. Задержка элемента
Т-303 выбрана такой, что при наличии импульсов на входе кана-
ла с его выхода снимается сигнал 0. Соответственно сигнал 0 сни-
мается с выхода ячейки памяти. С выхода инвертора 1Т-101 на
вход блока УТ, управляющего цифровой индикаторной лампой
Ин-4 (панель ПУ), подается сигнал 1. Индикаторная лампа при
этом не горит.
В случае исчезновения импульсов на входе канала на выходе
элемента Т-303 сформируется сигнал 1, который переключает
ячейку памяти. Подается сигнал на зажигание соответствующей
цифры индикаторной лампы и на блок защиты БЗ для отключе-
ния агрегата.
Блоки контроля тиристоров БКТ-1 и БКТ-2 пред-
назначены для контроля исправности тиристоров фаз. По количе-
ству фаз каждый блок имеет шесть идентичных каналов, в кото-
рые входят пороговый элемент Т-202, запоминающее устройство на
элементах 1Т-101, инвертор ЗТ-101 и диодная сборка Т-106. На
входы каналов сигналы поступают с датчиков пробоя тиристоров,
расположенных в шкафах фаз. При возрастании входного сигнала
выше порогового срабатывает элемент Т-202 (рис. 89, е), который
через ячейку памяти и инвертор выдает сигнал на индикаторную
лампу панели управления ПУ (блок БК.Т1) или на отключение
агрегата (БКТ2) — пробой двух или более тиристоров.
Аналогично построен блок контроля проводимости БК.П, кото-
рый выдает сигнал па индикаторную лампу панели управления
ПУ и сигнал на отключение агрегата при нарушении проводимо-
сти параллельных столбов тиристоров.
На панели управления, сигнализации и контро-
ля ПУ расположены кнопки Кн подачи и снятия импульсов
управления (Пуск, Стоп) и сброса ячейки «памяти» (Сброс) бло-
ков БЗ, БКИ, БК.Т1, БКТ2 и БК.П. На панель выведена световая
индикация следующих повреждений: пробой одного тиристора,
пробой двух и более тиристоров, исчезновение импульсов управ-
ления, нарушение проводимости столбов, перегрузка по току,
исчезновение фазы переменного напряжения питания, прекраще-
ние охлаждения тиристоров, нарушение изоляции в шкафу управ-
ления, исчезновение постоянного напряжения питания. Кроме того,
предусмотрена световая индикация режима работы агрегата, по-
дачи питания на шкаф управления, подачи импульсов.
На панели имеется диодная сборка, позволяющая контролиро-
вать нш! помощи осциллографа наличие импульсов па выходах
блоков ГИ. К контактам переключателя подводится также
157
891
T'W II lllll----1 \ БКН
Сброс JJ>
(см. рис 85)
Рис. 88- Структурная схема группы управления, сигнализации и контроля агрегата ВИПЭ-2УЗ
а) $ 0
ибых 7-202 Т-202
-101(1) — t 17-101 t
-101(2) * 27-002 X 77-
17-101 27-W2 нор -402(1) я-
сильный t -1/02(2)
режим
в)to
Ufaix
1-202
11-
-101(1)
11-
-101(2)
Перегруз
t.
* t.
t
t
3T-I0I
t
7-10B
Нормальный
IgfMUM
tn
t
Провор
ti
t
1 -
* 1
t
Запрет t Снятие запрета
t,
Z)
uSx
27-101(1)
Щых
27-101(1)
2J-№(2)
17-303
31-101
Увых
31-101
t
t
t
. At 1- t
jt
t
t
Нормальный
режим
7 2
Cffpoc
Нбх
11-101(1)
Ugux
17-101(1)
117-303
27-303
1 atgU
t
t
17-101(2)
37-101
57-303-----------
Инверторный
| режим
---------
Выпрямительный
режим
Tt ”
a.
t
------1 t
Инверторный
ретин
Рис. 89. Диаграммы работы каналов перегрузки (а) и запрета (б) блока за-
щиты, блоков контроля тиристоров и контроля проводимости (в), блока пере-
ключения режимов (г)
напряжение с датчиков пробоя тиристоров, что позволяет контро-
лировать выходное напряжение датчиков всех фаз.
Блок усилителей и тестовых сигналов БУТ служит
для выработки сигналов, предназначенных для настройки и про-
верки блоков шкафа управления. В качестве генератора тестовых
сигналов применен мультивибратор, выполненный на логическом
элементе Т-302. Сигналы с мультивибратора для улучшения фрон-
та импульсов подаются на инвертор Т-101 и далее гибким кабелем
могут быть поданы на любой блок шкафа. Рабочая частота муль-
тивибратора в зависимости от подключаемой емкости находится в
диапазоне 50—600 Гц. Амплитуду выходного сигнала можно плав-
но изменять. В блоке БУТ, кроме того, размещены усилители,
функционально связанные с каналами, соответствующими выпря-
мительному режиму блока БПР (2Т-403) и инверторному
(3T-403). Усилитель 1Т-403 с реле Р1 предназначен для подачи
сигнала при пробое двух и более тиристоров.
Блок команд БК формирует сигналы подачи и снятия им-
пульсов управления, импульсов сброса ячеек «память», аварийного
отключения импульсов управления, сигнализации о поступлении
160
импульсов, запрета выдачи импульсов на время переключения
режимов работы агрегата.
Включение и отключение импульсов производится кнопками
Пуск и Стоп панели управления ПУ, в цепи которых включены
реле Р2 и РЗ блока БК. Последовательно с кнопкой Стоп вклю-
чены контакты Р1.2 и Р2.2 реле контроля изоляции и напряжения
блока БКН и контакты Р2.3 ветрового реле блока ПРД. При нор-
мальной изоляции цепей шкафа управления, наличии всех постоян-
ных напряжений и потока охлаждающего воздуха реле РЗ по-
стоянно находится под напряжением и его размыкающийся кон-
такт Р3.1 в анодной цепи тиристора Т замкнут. При нажатии
кнопки Пуск замыкается контакт Р2.1 в цепи управляющего
электрода тиристора. Сигнал 0 подается на схему ИЛИ-НЕ1 (см.
рис. 88), с выхода которой напряжение через повторитель П по-
ступает на блоки предусилителей БУ. При этом в последователь-
ной цепи диодов Д2 блоков БУ возникает ток смещения не более
30 мА.
Напряжение смещения, создаваемое этим током в цепи
управления тиристоров ТЗ блоков БУ, не запрещает формирова-
ние импульсов на их выходах. При нажатии кнопки Стоп или
повреждении размыкается контакт Р3.1. Сигнал на входе схемы
ИЛИ-НЕ1 изменяется; напряжение на выходе повторителя возрас-
тает, что приводит к увеличению тока смещения до 300 мА и на-
ложению запрета на формирование импульсов в блоках БУ. Ток
смещения контролируется миллиамперметром при нажатой кноп-
ке Кн.
Сигнал с выхода ячейки памяти (ИЛИ-НЕ2, ИЛИ-НЕЗ) кана-
ла аварийного отключения импульсов воздействует на вход схемы
ИЛИ-НЕ1. Сюда же с блока БПР поступает сигнал запрета
импульсов в момент переключения режимов работы агрегата.
Сигнал сброса информации ячейки памяти формируется из
напряжения источника 12 В с помощью резистора R2 и диода Д2
при запирании тиристора Т. Контрольные сбросы информации
можно производить кнопкой Сброс панели управления ПУ (цепь
R10, Д3~), не снимая импульса управления.
Канал формирования сигнала о включении импульсов состоит
из элемента НЕ, усилителя У и реле Р1, которое контактом Р1.1
включает соответствующую лампу иа панели ПУ.
Блок контроля напряжения и изоляции БКН со-
стоит из двух самостоятельных каналов. Первый — схема контро-
ля выполнена из двух диодных схем И1, И2, подключенных к
транзисторной схеме ИЛИ с реле Р2 на выходе. Реле Р2 нахо-
дится под током при наличии всех контролируемых напряжений
постоянного тока источника питания. Исчезновение одного из на-
пряжений приводит к обесточиванию реле Р2 и подаче следующих
сигналов: об исчезновении постоянного напряжения па сигналь-
ную лампу панели управления (контактом Р2.1), снятия импуль-
сов на блок команд (Р2.2), аварийного отключения агрегата
(Р2.3).
1/26—6015
161
Второй канал — схема контроля изоляции представляет собой
пороговый элемент (тиристорный ключ) ПЭ, который управляет-
ся инвертором НЕ. При снижении сопротивления изоляции до
100 кОм или при замыкании любой точки схемы управления на
землю на выходе инвертора под действием повышенного тока
утечки формируется импульс, который переключает пороговый
элемент и включает реле РЕ При этом подаются сигналы о нару-
шении изоляции на сигнальную лампу панели управления контак-
тами РЕЕ о снятии импульсов управления на блок команд кон-
тактами РЕ2, сигнал аварийного отключения агрегата контакта-
ми РЕЗ.
.Блок связей БСВ предназначен для образования входных
цепей датчиков напряжения и тока, а также цепей обратных свя-
зей усилителя постоянного тока УПТ-3 блока БУЗ. Через блок
БСВ осуществляется ручное регулирование угла опережения
инвертора (переключатель в положении Ручное регулирование).
При помощи блоков БСВ и БУЗ задается требуемая форма внеш-
ней характеристики инвертора и' производится автоматическое
регулирование угла опережения (положение переключателя Авто-
матическая стабилизация).
Панель реле и датчиков тока ПРД содержит два дат-
чика тока ДТ1 и ДТ2. Оба датчика тока подключаются к транс-
форматорам тока первичной стороны преобразовательного транс-
форматора; ДТ1 служит датчиком перегрузки агрегата, ДТ2
совместно с датчиком напряжения шин 3,3 кВ предназначен для
автоматического регулирования угла опережения инвертора.
В блоке расположены также реле Р1, контролирующие обрыв
фаз, промежуточное реле контроля охлаждения тиристоров Р2
(ветровое реле), реле аварийного отключения РЗ, срабатывание
которого вызывают сигналы, поступающие с блока защиты БЗ,
реле переключения агрегата в инверторный режим Р4, реле пере-
ключения агрегата в выпрямительный режим Р5. Контакты РЕ1,
Р2.1, Р4.1 и Р5.1 подают соответствующие сигналы па панель
управления ПУ. Другие контактные группы заводятся в схему
коммутационной автоматики агрегата.
Группа защиты агрегата служит для формирования сигналов
на отключение инвертора и снятие импульсов управления в слу-
чаях повреждений или перегрузки агрегата. В нес входят блок
защиты БЗ, датчик перегрузки и датчик контроля напряжения пи-
тания.
Блок защиты БЗ состоит из трех отдельных каналов, которые
формируют сигнал о перегрузке агрегата, запрещающий подачу
импульсов управления при малых токах, и сигнал па отключение
агрегата.
Канал сигнализации о перегрузке состоит из порогового эле-
мента Т-202, элемента памяти, выполненного на логических эле-
ментах 2Т-101, и усилителя 2Т-402. Сигнал о перегрузке поступает
с датчика тока ДТ1 блока ПРД. Когда входной сигнал достигает
уставки порогового элемента, последний срабатывает и выдаст
162
сигнал 1 (рис. 89, а), который запоминается элементом памяти.
Далее сигнал о перегрузке через инвертор и усилитель подается
на лампу сигнализации панели ПУ. Одновременно сигнал 1 с вы-
хода ячейки памяти поступает на вход усилителя Т-403, который
включает реле РЗ панели ПРД.
Канал запрета предназначен для отключения блоков контроля
тиристоров БК.Т1, БК.Т2 и блока контроля проводимости столбов
БДП при токах нагрузки, ниже которой возможна ложная работа
блоков БКТ и Б КП. Канал состоит из порогового элемента Т-202,
инвертора 1Т-101, а также усилителей 1Т-402 и 2Т-402. При токе,
меньшем уставки минимального тока порогового элемента, с вы-
ходов 1Т-402 выдается «запрет» (рис. 89,6). Когда ток нагрузки
становится больше минимального, срабатывает пороговый элемент
Т-202 и «запрет» с блоков снимается.
Канал отключения агрегата состоит из усилителя Т-403, кото-
рый формирует сигнал на включение реле РЗ блока ПРД при
перегрузке, пробое двух и более тиристоров, нарушении проводи-
мости параллельных столбов тиристоров фаз и пропадании им-
пульсов управления.
Группа переключения режимов работы агрегата предназначена
для фиксации момента отключения его неуправляемой части при
возникновении инверторного режима, создания выдержки време-
ни переключения, включения инвертора, учета количества пере-
ключений и времени работы агрегата в каждом из режимов. В со-
став подсистемы входят блоки переключения режимов БПР и
счета переключений БСП, а также датчик переключения режимов
ДПР.
Блок БПР (см. рис. 88) производит переключение агрегата
из выпрямительного режима в инверторный и обратно с заданной
выдержкой времени, снимает или разрешает подачу импульсов
управления, исключает возможность осуществления одновременно
обоих режимов, запрещает работу блока БДИ в выпрямительном
режиме.
Канал переключения из инверторного режима в выпрямитель-
ный содержит два инвертора 2Т-101 и элемент задержки 1Т-303.
Переключение производится при замкнутых контактах ПАИ и
ДПР с выдержкой времени АЛ. Сигнал с 1Т-303, пройдя через
усилитель 2Т-403 блока БУТ, включает реле Р5 панели ПРД, ко-
торое переключает быстродействующие выключатели постоянного
тока. Аналогичным образом производится переключение из вып-
рямительного режима в инверторный при разомкнутых контактах
ПАИ и ДПР с выдержкой времени Л/2 (рис. 89, а); сигналы про-
ходят через элементы ЗТ-101 и2Т-303.
Если в результате нарушения работы схемы будет одновремен-
но дано разрешение па осуществление и инверторного,’ и выпря-
мительного режимов, то сработает канал блокировки (элемент
И, элемент задержки ЗТ-ЗОЗ и реле Р1). При этом разомкнутся
контакты P1J и Р1.2 в блоке БПР и снимутся сигналы включе-
ния реле Р4 и Р5 блока ПРД.
*/26*
163
Капал запрета импульсов управления в выпрямительном ре-
жиме содержит два инвертора 1Т-101 и элемент задержки 4Т-303.
При переходе в инверторный режим с выдержкой времени Д/3
запрет на выдачу импульсов управления снимается (подается О
на элемент ИЛИ-НЕ1 блока команд БК).
При переходе в выпрямительный режим прекращается конт-
роль импульсов управления с задержкой Д/4: подается сигнал 1
на. элементы 1Т-101 блока БКИ через элементы ЗТ-101 и 5Т-303
(см. рис. 89, г).
Блок счета переключений БСП предназначен для учета
времени работы агрегата в выпрямительном и инверторном режи-
мах (соответственно электромеханические счетчики Сч1 и Сч2)
и счета количества переключений из одного режима работы
в другой (счетчик импульсов Р1). В выпрямительном режиме
срабатывает реле Р5 блока ПРД и реле Р4 блока БСП, которое
замыкающимся контактом Р4.1 включает счетчик выпрямитель-
ного режима Сч1. Другими контактами реле Р4 подключается кон-
денсатор формирующей транзисторной схемы. Благодаря току
заряда конденсатора на короткий промежуток времени включает-
ся реле Р2 и его замыкающий контакт Р2.1 включает счетчик
импульсов Р1. Для исключения ложных показаний счетчиков Сч1
и Сч2 введено реле РЗ, которое срабатывает только при включе-
нии агрегата на контактную сеть.
26. УПРАВЛЕНИЕ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫМИ
АГРЕГАТАМИ
С РЕГУЛИРОВАНИЕМ НАПРЯЖЕНИЯ
Система управления агрегатом ПВЭР. Система уп-
равления регулируемой части ПВЭР (рис. 90) состоит из блоков
с генераторами импульсов БГИ, выходных усилителей БВУ, вы-
ходных каскадов БВК, стабилизации БСТ, сигнализации, защиты,
питания и синхронизации и панели сигнализации. Блоки и панель
смонтированы в шкафу управления.
Импульсы управления тиристорами фаз агрегата формируют-
ся и распределяются блоками выходных каскадов. Управление и
запуск этих блоков осуществляются импульсами от генераторов
БГИ через выходные усилители. Изменение фазы импульсов уп-
равления для получения заданной внешней характеристики пре-
образователя, а также ограничение минимального и максималь-
ного углов регулирования осуществляет блок стабилизации,
воздействуя на блок БГИ, который состоит из генератора пилооб-
разного напряжения ГПН и трансформаторного усилителя с поло-
жительной обратной связью. Генератор ГПН содержит цепь R3, С1
и диод Д1. В момент появления отрицательного напряжения синх-
ронизации на диоде Д1 он запирается, и конденсатор С1 начинает
заряжаться с большой постоянной времени, чем обеспечивается
линейное изменение напряжения в начальной части экспоненты.
164
ТТ1
Рис. 90. Функциональная схема управления регулируемой части агрегата ПВЭР
В момент времени, когда мгновенные значения напряжения синх-
ронизации «синх и пилообразной формы иа станут равными (рис.
91), диод Д1 открывается и конденсатор С1 разряжается через
резистор R1. Длительность прямой и обратной части импульса на-
пряжения пилообразной формы можно регулировать в пределах
соответственно 200—220° и 20—40°.
В блоке БГИ (см. рис. 90) на усилитель, собранный на транзи-
сторе Т1 и трансформаторе Тр1, подается переменное напряжение
по цепи, проходящей через диод Д6 и резистор R6, при этом заря-
жается конденсатор С2. Кроме того, на усилитель поданы напря-
жения смещения Ucy[ и управления 1/у из блока стабилизации
БСТ.
Пока un<Uy, диод Д2 заперт, напряжением смещения заперт
и транзистор Г/. Когда uu=Uv, транзистор открывается и кон-
денсатор С2 заряжается через обмотку Тр1 в цепи коллектора.
При открытии транзистора на рабочей обмотке wp появится
импульс напряжения экспоненциальной формы. Напряжение, по-
являющееся па обмотке обратной связи о>ос, переводит транзистор
в насыщенное состояние. Транзистор будет открыт до тех пор, пока
напряжение t/y не сравняется с напряжением синхронизации
«сиих. Изменяя напряжение управления, можно сдвигать отпира-.
ющие импульсы в диапазоне от 0 до 180°.
165
Включающие импульсы с
БГИ. через выходные усили-
тели поступают на тиристоры
Т1—Т6 блока БВК с частотой
следования 50 ГЦ и тиристо-
ры Т7, Т8 с частотой 150 Гц.
Формирование управляющих
импульсов в БГИ происходит
следующим образом. При од-
новременном включении, на-
пример, тиристоров Т7 п Т]
создастся колебательный кон-
тур ДрГ С1 (в него входит и
сопротивление нагрузки, пред-
ставляющей собой последова-
Рис. 91. Диаграмма напряжений блока
генераторов импульсов ПВЭР
тельное соединение первичных обмоток группы управляющих тран-
сформаторов). Контур Др1, С1 формирует полуволну тока амп-
литудой 30 А и длительностью 1 мс. Конденсатор С1 заряжается
до удвоенного значения напряжения питания. Когда ток в конту-
ре становится менее тока удержания /уд, тиристор Т7 закрывается
под действием приложенного обратного напряжения.
Со сдвигом на 60° с блока БГИ подаются управляющие им-
пульсы на тиристоры Т8 и Т2. Конденсатор С1, заряжаясь по
цепи через тиристор Т2, резистор R1 и диод Д9, формирует им-
пульс тока амплитудой около 60 А с крутым передним фронтом.
Во время разряда конденсатора к тиристору Т1 прикладывается
обратное напряжение и он закрывается. На ток разряда наклады-
вается колебательный ток перезаряда конденсатора С1 (цепь че-
рез дроссель Др1, тиристоры Т8 и Т2). Таким образом, сумммар-
ный импульс будет состоять из экспоненциальной (разряд CJ) и
синусоидальной (заряд С1) частей. Амплитуда тока через управ-
ляющие электроды тиристоров составляет около 2 А. Со сдвигом
60° подаются управляющие импульсы на Т7 и ТЗ; далее процесс
повторяется и т. д.
Наличие импульсов управления контролируют трансформаторы
тока ТТ1—ТТЗ. Сигналы от этих трансформаторов, от датчиков
проводимости параллельных ветвей и сигналы об исправности ти-
ристоров поступают на блок сигнализации, который выдает соот-
ветствующие сигналы и команды в блок защиты: об исчезновении
импульса с указанием силового шкафа, о пробое тиристора, о на-
личии непроводящей ветви.
Блок защиты служит для формирования сигнала на отключе-
ние преобразователя при получении соответствующего сигнала от
блока сигнализации, при перегрузке и исчезновении напряжения
питания шкафа управления.
Вся схема управления регулируемой части агрегата ПВЭР
собрана на функциональных элементах «Логика-Т».
Система управления агрегата с плавным бесконтактным регу-
лированием напряжения дросселями насыщения. Эту систему вы-
166
полняют на магнитных усилите-
лях (шкаф ШАУН) или на тири-
сторах (шкаф ШАУНТ). Систе-
ма управления на тиристорах об-
ладает большим быстродействи-
ем и может быть применена для
регулирования напряжения вып-
рямительно-инверторных агрега-
тов. Эта система (рис. 92) вклю-
чает в себя объект управления—
тяговый трансформатор, дроссе-
ли насыщения Дн] и Дн2, вы-
Рпс. 92. Структурная схема системы
ШЛУПТ
прямитсльно-ин'верторпые или выпрямительные преобразователь-
ные секции, управляющее устройство — датчик тока ДТ, датчик
напряжения ДН, схему бесконтактной автоматики в шкафу авто-
матического управления напряжением, состоящую из двух управ-
ляемых трехфазных тиристорных мостов ТМ1 и ТМ2, блоков уп-
равления тиристорными мостами БГ, блока напряжения управле-
ния БНУ, корректирующего органа КО и блока напряжения БН.
От регулируемых тиристорных мостов получают питание об-
мотки управления ОУ дросселей насыщения (рис. 93). Тиристоры
анодных групп этих выпрямительных мостов работают как неуп-
равляемые диоды; их включение в каждый период синусоидаль-
ного напряжения происходит от анодного напряжения через вспо-
могательные диоды. Па тиристоры катодных групп подаются
импульсы управления, регулируемые по фазе, которые формиру-
ются блокипг-генераторамн БГ. Запуск последних происходит в
моменты равенства пилообразного напряжения, формируемого
блоком синхронизации БС, напряжению управления, пропорцио-
нальному выпрямленному напряжению и току нагрузки агрегата
(блоки БГ1-2, БГ2-2, БГЗ-2) или напряжению сети (блоки БГ1-1,
БГ2-1, БГЗ-Г}. Изменяя напряжение управления, можно менять
момент запуска БГ, т. е. производить фазовое регулирование ти-
ристорных мостов.
Блок синхронизации — это диодный коммутатор, формирую-
щий пилообразное напряжение; работа блока основана на прин-
ципе заряда конденсаторов С1—С6 от стабилизированного источ-
ника питания с последующим разрядом их до нуля через комму-
тирующие диоды Д7—Д12. При заряде напряжение конденсатора,
например С1 (рис. 94, а), изменяется в соответствии с начальным
участком экспоненты. В момент /3, когда напряжение па конден-
саторе сравняется с напряжением па диоде Д4, диод открывает-
ся, в связи с чем прекращается заряд конденсатора и начинается
его разряд. Разрядный ток протекает по контуру: диод Д7, рези-
стор R3, обмотка трансформатора Тр4. В интервале времени
ti—15 диоды Д4 и Д7 открыты и напряжение t/ci=0. Далее про-
цесс повторяется и протекает аналогично на всех каналах.
Для формирования напряжения управления (7У служат блок
напряжения БН, корректирующий' орган КО и блок напряжения
167
Рис. 93. Функциональная схема системы ШАУНТ
б)
Рис. 94. Кривые, поясняющие работу диодного коммутатора (а), и характе-
ристика мостового измерительного элемента (б)
управления БНУ. Корректирующий орган содержит трансформа-
тор Тр5, двухполупериодный выпрямитель В1 со стабилитроном
Д19 па выходе. Первичная обмотка Тр5 подключена к датчику
тока ДТ, в качестве которого используется трансформатор тока
ТПШЛ-2000/5.
На БН сигнал поступает с датчика выпрямленного напряже-
ния ДН, подключенного к плюсовой и минусовой шинам агре-
гата. Основным элементом блока напряжения является измери-
тельный орган, собранный по мостовой схеме, в противополож-
ные плечи которой включены два стабилитрона Д20 и Д2]
(симметричный двуполярный мост). Напряжение на выходе тако-
го моста имеет вид ломаной кривой (рис. 94, б): сначала с уве-
личением напряжения на входе линейно растет, а при пробое
стабилитронов Д20 и Д21 резко падает. В момент, когда напря-
жения на резисторах и стабилитронах равны, выходное напря-
жение меняет знак. В схеме регулирования напряжения исполь-
зуется падающий участок выходной характеристики.
Рассмотрим принцип работы системы автоматического
регулирования напряжения. Допустим, необходимо получить внеш-
нюю характеристику агрегата на уровне характеристики при хо-
лостом ходе. Регулировочную обмотку w а (см. рис. 36, а) в этом
случае полностью вводят, т. е. в цепи управления Дн1 устанав-
ливают поминальный ток подмагничивания 45 А при полностью
открытых тиристорах моста ТМ1 .(см. рис. 92). Ток в цепи управ-
ления Дн2 устанавливают близким к нулю, для этого резистором
Д21 при напряжении на шипах подстанции 3500 В устанавлива-
ют выходное напряжение блока БН также равным нулю (точка
а на рис. 94, б). С ростом тока нагрузки Д агрегата происходит
изменение выходного напряжения измерительного моста. Тран-
зистор ТЗ блока БНУ начинает открываться, а Т4 — закрывать-
ся. Следовательно, изменяются напряжение управления, подава-
емое на блоки формирования импульсов управления, и фазы им-
пульсов, что приведет к изменению тока в обмотке управления
Дн2 и сохранению внешней характеристики агрегата на преж-
нем уровне.
Корректирующий орган служит для уменьшения статической
ошибки стабилизации, а также для получения внешних характе-
ристик, выходящих на уровень стабилизации при заданном токе.
169
27. СХЕМЫ КОМПАУНДИРОВАНИЯ ИНВЕРТОРА;
ДАТЧИКИ НАПРЯЖЕНИЯ,
ТОКА И ПЕРЕКЛЮЧЕНИЯ РЕЖИМОВ
Система автоматического регулирования угла
опережения инвертора. На выпрямительно-инверторных агрега-
тах ВИПЭ-1 применена система автоматического регулирования
угла опережения |3 по напряжению и току (рис. 95, а). Два на-
пряжения подаются через делители напряжения Rl, R2, R3 и R4,
R5 на вход усилителя, выполненного на транзисторе Т1. Первое из
них пропорционально выпрямленному напряжению па шинах тя-
говой подстанции (оно поступает с датчика напряжения ДН),
второе — соответствует току нагрузки агрегата (с датчика ДТ).
При увеличении напряжения на шинах подстанции возраста-
ет напряжение па выходе ДН, что приводит к уменьшению тока
Рис. 95. Схемы автоматического регулирования угла опережения агрегата
ВИПЭ-1 (а) и автоматического изменения угла регулирования агрегата ПВЭР (б)
170
базы и тока коллектора транзистора Т1. Напряжение, снимаемое
с потенциометра R8, уменьшается, что вызывает снижение напря-
жения, поступающего на вход генераторов импульсов инвертор-
ного режима ГИИ, и как следствие увеличение угла опережения |3
инвертора.
В результате напряжение па входе инвертора снижается до
первоначального уровня с точностью стабилизации. Точно так
же при снижении напряжения на шинах подстанции по каким-
либо причинам система автоматического регулирования поднима-
ет внешнюю характеристику до прежнего уровня. Датчик по на-
пряжению (резистор R2) задает уровень, а датчик по току (ре-
зистор R4) — наклон внешней характеристики инвертора.
Совместная работа каналов по току и напряжению обеспечи-
вает получение серии падающих и горизонтальных характерис-
тик инвертора, необходимых для надежного приема токов ре-
куперации.
При шунтированном контактами реле ПАИ транзисторе Т1
потенциометром R8 устанавливается минимальный угол опере-
жения рлпгь а потенциометром R10 — максимальный угол |Зт- В
результате такой настройки напряжение управления не может
превысить напряжение, соответствующее pmin, и не может быть
меньше напряжения, соответствующего |Зт. Если по какой-либо
причине напряжение на потенциометре R8 станет меньше на-
пряжения на R10, транзистор Т2 закроется и на входы генерато-
ров ГИИ будет поступать напряжение с потенциометра RI0.
Шунтирование транзистора Т1 применено для обеспечения |3min
в начале инвертирования и исключения броска тока нагрузки.
Потенциометр R12 обеспечивает работу преобразователя по
естественной внешней характеристике и позволяет вручную ре-
гулировать угол опережения. Транзисторы Т2 и ТЗ, используемые
в качестве диодов, дают возможность уменьшить порог срабаты-
вания схемы регулирования.
Схема автоматического изменения угла регулирования (блок
стабилизации) агрегата ПВЭР. Схема предназначена для стаби-
лизации внешней характеристики агрегата на заданном уровне
или компаундирования ее.
Блок стабилизации (рис. 95, б) состоит из четырехкаскадного
усилителя постоянного тока. Первый каскад усилителя собран
на транзисторе Т1, в эммитер которого включен источник эталон-
ного напряжения (стабилитроны Д4—Д6). На базу транзистора
Т1 подается суммарный сигнал, пропорциональный выпрямлен-
ному напряжению на шинах подстанции и тяговому току агре-
гата. Выходной сигнал с коллектора Т1 усиливается далее в
двух каскадах усилителя, собранного на транзисторах Т2 и ТЗ.
С коллектора ТЗ усиленный сигнал поступает на базу транзисто-
ра, включенного по схеме с общим коллектором (эммитерный
повторитель), с которого снимается напряжение (7У, линейно за-
висящее от напряжения на входе, и подается на блок генерато-
ров импульсов. Угол сдвига импульсов управления па выходе
171
Рис. 96. Принципиальная схема датчи-
ка напряжения
БГИ изменяется прямо про-
порционально напряжению уп-
равления: a=f(Uy).
Для ограничения диапазо-
на регулирования резистора-
ми R12 и R14 устанавливают-
ся соответственно максималь-
ный и минимальный углы.
Датчик напряжения. Дат-
чик предназначен для контро-
ля значения выпрямленного
напряжения: па его выходе
получается напряжение, про-
порциональное напряжению на
шинах тяговой подстанции.
Выходные цепи рассматривае-
мого датчика изолированы от
высокого напряжения.
Датчик (рис. 96) состоит из специального изолирующего
трансформатора Тр1 с обмотками Wi—w6, двух усилительных кас-
кадов на составных транзисторах Т1 и ТЗ, Т2 и Т4, выходного
трансформатора Тр2 с выпрямителем. С обмоток ws и на ба-
зы транзисторов Т1 и Т2 подаются два синусоидальных напря-
жения, находящихся в противофазе, и постоянное смещение с
резистора R8, пропорциональное напряжению на шинах под-
станции.
Пока мгновенные значения переменного напряжения, наводи-
мого в обмотках w3 и ич, будут меньше напряжения смещения,
оба усилительных каскада закрыты и все питающее напряжение
приложено к обмотке W[ (рис. 97, а). Когда мгновенное значение
переменного напряжения, наводимого в одной из обмоток при
отрицательной полуволне, станет больше t/CM, откроется соответ-
ствующий усилительный каскад. С этого момента напряжение на
всех обмотках трансформатора остается неизменным, а весь из-
быток питающего напряжения будет приложен к резистору R9.
Открытый каскад закрывается в момент, когда переменное
напряжение в обмотке w3 станет меньше Unl- Это имеет место
и в следующий период, когда открывается второй каскад. На
выходной обмотке w2 трансформатора формируется трапецеи-
дальное переменное напряжение, амплитуда которого пропорци-
ональна напряжению смещения, т. е. измеряемому постоянному
напряжению.
Датчик тока. Такие датчики используются в схеме автомати-
ческого регулирования угла опережения для изменения угла на-
клона внешней характеристики инвертора и для сигнализации
о перегрузке.
Датчик тока (рис. 98, а) представляет собой трехфазный мос-
товой полупроводниковый выпрямитель, подключенный ко вто-
ричным обмоткам трансформаторов тока через специальные со-
172
гласующие трансформаторы, применяемые для повышения на-
пряжения иа его выходе. Резисторы R1—R3 позволяют в неболь-
ших пределах регулировать напряжение на выходе датчика
(рис. 98, б).
Датчик переключения режимов. Этот датчик для выпрями-
тельно-инверторных агрегатов разработан ЦНИИ МПС, ПКБ
ЦЭ МПС и выпускается заводом МЭЗ ЦЭ МПС. Он является
органом, осуществляющим управление схемой автоматики пере-
ключения агрегата из выпрямительного режима в инверторный
и обратно.
В качестве параметров, по которым осуществляется переклю-
чение в инверторный режим, приняты: увеличение напряжения
на шинах постоянного тока тяговой подстанции (при неизмен-
ном значении напряжения питающей энергосистемы) и отсутст-
вие тока нагрузки.
Признаками, по которым производится переключение агрега-
та в выпрямительный режим, могут быть понижение напряжения
на шинах подстанции до 2900—3300 В и одновременное наличие
Рис. 98. Принципиальная схема (а) и выходная
тока
0 0,25 0,50 0,75 1,01а,кА
характеристика (б) датчика
173
Шины TH
Рис. 99. Принципиальная схема магнитного усилителя датчика переключения ре-
жимов
тягового тока на одном из выпрямительных агрегатов, равного
500 А и более, или понижение напряжения па шинах подстанции
до 2800—3300 В и одновременное уменьшение тока инвертора до
100 А и ниже.
Датчик (рис. 99) состоит из панели резисторов, подключае-
мой к шинам 3,3 кВ тяговой подстанции (делитель напряжения)
и релейной панели, на которой смонтированы магнитный усили-
тель (МУ), схема блокировки по току инверторного и выпрями-
тельного режимов, переключающее реле и ряд вспомогательных
устройств.
Обмотка 7н-7к магнитного усилителя подключена к делите-
лю напряжения, а обмотка 6н-6к — к выпрямителю, получаю-
щему питание через понижающий трансформатор Тр1 от вторич-
ной обмотки трансформатора напряжения 10—35 кВ тяговой
174
подстанции. Полярность под-
ключения обмоток и сопро-
тивления резисторов R3 и R4
выбраны таким образом, что
магнитные потоки в магпито-
проводс усилителя при напря-
жении па нишах постоянного
тока от 3400—3600 В и номи-
нальных значениях напряже-
ния первичной системы энер-
госнабжения взаимно компен-
сируются. При увеличении или
уменьшении напряжения па
обмотке 7н-7к соответствен-
но изменяются управляющий
ноток и ток в рабочих обмот-
ках А/-х2, В1-у2 усилите-
ля, которые получают питание
от фсррорезонансного стаби-
лизатора напряжения через
выпрямитель Д17—Д20. Об-
мотка смещения Зн-Зк ис-
пользуется для смещения ха-
рактеристики при неизменном
значении управляющего тока,
что позволяет выбирать раз-
Рис. 100. Выходные характеристики
магнитного усилителя /рас (Д) и за-
висимость тока /у в управляющей об-
мотке от напряжения иа шинах Ud
личные рабочие точки для то-
ковых реле (рис. 100).
К рабочим обмоткам МУ
подключены катушки токо-
вых реле Р1 и Р2.
Реле Р1 настраивается на ток от 0,2 до 0,3 А, что соответству-
ет напряжению на шинах подстанции от 3400 до 3700 В,
и срабатывает при повышении напряжения в контактной сети,
когда требуется переключить агрегат в инверторный режим. Ре-
ле Р2 настраивается иа ток 0,015—0,15 А, что соответствует на-
пряжению на шинах от 2800 до 3200 В. Якорь его отпадает при
снижении напряжения, когда требуется переключить агрегат в
выпрямительный режим.
Контакты реле Р1 пли Р2 собирают цепи на срабатывание
выходного двухобмоточного реле Р4. Но последнее может срабо-
тать в том или ином положении только при отсутствии блокиров-
ки по току агрегата, которая осуществляется схемой, подключен-
ной к трансформатору тока преобразовательного трансформато-
ра через трансформатор контроля Тр2, выпрямительный мост
Д1—Д4 и поляризованное реле РЗ. Вторая обмотка РЗ питается
от шин постоянного тока 110 В. Параметры схемы подобраны
так, что в любом режиме при токе нагрузки менее 100 А замк-
нут правый контакт реле РЗ, а при токах более 100 А разомкнут.
175
Реле РЗ при токе ниже 100 А своим контактом шунтирует обмотку
реле Р7, которое выдает сигнал на переключение реле Р4 и аг-
регата из одного режима в другой.
Переключение производится схемой коммутационной автома-
тики, в которую введены контакты реле Р4. Один из них вклю-
чен в цепь реле Р5, которое обеспечивает снятие импульсов управ-
ления с параллельно работающего управляемого выпрямителя.
Внешние характеристики инвертора для различных подстан-
ций выбирают разной формы и на разных уровнях, поэтому и
настройка их датчиков переключения режимов производится ин-
дивидуально. Чтобы настроить датчик, необходимо знать зави-
симость тока в управляющей обмотке МУ от напряжения на ши-
нах и выходные характеристики МУ при различных токах сме-
щения (см. рис. 100).
28. ВОЗМОЖНЫЕ НАРУШЕНИЯ РЕЖИМА
РАБОТЫ СИСТЕМ УПРАВЛЕНИЯ
Опыт эксплуатации показывает, что основной при-
чиной отказов инверторных агрегатов является нечеткая работа си-
стем управления тиристорами, в результате чего возникают сбои
и пропуски импульсов.
Пропуски импульсов управления в большинстве случаев при-
водят к опрокидыванию инвертора. Как уже отмечалось, в слу-
чае малых нагрузок (режим прерывистого тока, когда Z<120°),
пропуски импульсов управления могут и не приводить к опроки-
дыванию инвертора. Так, если в работе находятся две фазы с5
и Ь6 (рис. 101, а) и в момент, предшествующий моменту пода-
чи импульса управления на очередную фазу al, происходит пол-
ная коммутация тока с вентилей фазы с5 на Ь6, а затем
импульс управления не подается, то продолжают проводить ток
вентили фазы Ь6. При подаче импульсов управления на вентили
фазы с2 возможна коммутация тока с фазы Ь6 па с2 и дальней-
шее втягивание инвертора в работу.
Подобный режим наблюдается иногда даже при значительных
токах нагрузки.
Возможны случаи втягивания инвертора в работу при первом
пропуске и дальнейшее опрокидывание его при вторичном про-
пуске импульсов управления тиристорами (рис. 101, б), напри-
мер в интервале "О'б—О'] открыты и проводят ток вентили фаз с5
и Ь6. В момент Ф'1 наблюдается пропуск импульса управления фа-
зы al, но к этому времени, как видно из осциллограммы, ток с
вентилей фазы с5 переходит на вентили фазы Ь6. В момент Ф'г
вступают в работу вентили фазы с2 и ток с вентилей фа-
зы Ь6 переключается на вентили фазы с2. Инвертор
мог бы втянуться в нормальную работу, но к моменту вторичного
пропуска импульсов управления (йЛ) фазы al ток фазы с5 не
успел полностью перейти на фазу Ь6 и в интервале —й"2 ток
проводят вентили двух фаз с5 и Ь6. При последующей подаче им-
176
Рис. 101. Кривые анодных токов в ин-
верторном режиме при пропуске им-
пульсов управления
пульсов управления на венти-
ли фазы с2 противо-э. д. с.
инвертора снижается до нуля
и происходит его опрокидыва-
ние.
При неоднократно повто-
ряющемся пропуске импульсов
управления (рис. 101, в) ин-
вертор нс может работать
длительное время и опрокиды-
вается.
Часто опрокидывания ин-
вертора возникают в резуль-
тате сбоев импульсов управ-
ления, возникающих при ком-
мутационных операциях на тя-
говых подстанциях вследствие
недостаточной помехоустойчи-
вости цепей шкафа управления.
Появление сбоев импульсов
наблюдается иногда в эксплу-
атации и при токах нагрузки,
в то время как при испытании
на низком напряжении систе-
ма управления работает нор-
мально. Такие нарушения, вы-
званные наведенными э. д. с.,
особенно трудно обнаружить. Нарушения в работе системы уп-
равления тиристорами (сбои) происходят и вследствие отказов
элементов «Логика-Т».
Чтобы обеспечить успешное включение тиристоров, при рас-
чете, а также при наладке и эксплуатации выходных блоков, фор-
мирующих импульсы управления, необходимо выбирать пара-
метры разрядных контуров RC и LC исходя из требуемых ампли-
туды, крутизны и длительности импульсов. При нормальной работе
блоков генераторов импульсов амплитуда тока на их выхо-
дах Zm = 50-?60 А, а ширина импульсов составляет 12—15° (рис.
102, а); импульсы по форме одинаковые и следуют один за дру-
гим через 60° (рис. 102, б). О неисправности отдельных элемен-
тов судят по форме импульсов. Возможны следующие наруше-
ния в блоке генератора импульсов: уменьшение индуктивности
дросселя (рис. 102, в), работа только одного контура RC (рис.
102, г) или LC (рис. 102, д), увеличение сопротивления резистора
в цепи контура RC (рис. 102, е).
Импульсы в цепях управления каждого тиристора должны
быть одинаковы. Амплитуды их зависят от сопротивления управ-
ляющего перехода и у разных тиристоров могут быть разными,
изменяется и длительность импульсов (рис. 102, ж и з). Возмож-
ны следующие нарушения в цепях управления: обрыв цепи дио-
1/47-6015
177
Рис. 102. Осциллограммы напряжения па выходе блока генераторов импульсов
(а—е) и па управляющих переходах тиристоров (ж—н)
да или импульсного трансформатора (рис. 102, и, к), неправиль-
ная полярность соединительных проводов (рис. 102, л), повы-
шенное сопротивление управляющего перехода (рис. 102, м), об-
рыв цепи (рис. 102, н).
29. УСТРОЙСТВО РАСПРЕДЕЛЕНИЯ НАГРУЗКИ
МЕЖДУ ПАРАЛЛЕЛЬНО
РАБОТАЮЩИМИ ИНВЕРТОРНЫМИ АГРЕГАТАМИ1
Устройство распределения нагрузки РНПИ пред-
назначено для осуществления устойчивого равномерного или
пропорционального мощностям инверторных агрегатов деления
между ними нагрузки тяговой подстанции. Требуемое распреде-
ление нагрузки может быть обеспечено не больше, чем между че-
тырьмя параллельно работающими агрегатами.
Устройство (рис. 103) состоит из трех основных функциональ-
ных блоков: измерительного, сравнивающего и усилительного.
Измерительный блок включает в себя трансформаторы тока аг-
регатов ТТ1—ТТ4, датчики тока ДТ1—ДТ4, датчик суммарного
тока ДТД и выпрямители В1—В4 и BN. Сравнивающий блок
представляет собой потенциометрическую схему сравнения, вы-
полненную на резисторах R1—R8, причем резисторы R5—R8
присоединены к выходу датчика ДТД через замыкающие контак-
ты ПМВ1—ПМВ4 повторителей положения масляных выключа-
телей агрегатов. Усилительный блок содержит предварительные
1 Параграф написан канд. техн, наук Т. П. Добровольскисом.
178
У1 и выходные У2 усилители, инверторы сигнала ИС; он пред-
назначен для усиления сигналов, поступающих со схемы сравне-
ния, и подачи их по четырем каналам на устройства сдвига уп-
равляющих импульсов шкафов управления ШУ1—ШУ4.
Напряжения на выходах датчиков тока ДТ1—ДТ4 пропорци-
ональны соответственно нагрузке каждого параллельно работа-
ющего агрегата. Напряжение на выходе датчика ДТУ, являюще-
гося нагрузкой для группы параллельно включенных трансфор-
маторов тока, пропорционально среднему току, приходящемуся
на агрегат в случае равномерного пли пропорционального деле-
ния нагрузки подстанции. Каналы сравнивающего блока настра-
иваются так, что при равенстве поступающих па их входы на-
пряжений с ДТ1—ДТ4 и ДТУ напряжение на их выходе равно
нулю. Если по каким-либо причинам нагрузка подстанции уве-
личится па А/ и на столько же возрастет ток, например агрегата
№ 1, то увеличится ток вторичной обмотки ТТ1. Это приведет к
пропорциональному увеличению напряжения па выходе ДТ1 на
кткдт АЛ где кт и кдт — коэффициенты передачи ТТ1 и ДТ1.
При этом увеличится и напряжение на выходе ДТИ, но на вели-
чину кт кдт А//и, где п— число каналов сравнивающих блоков,
равное числу параллельно работающих агрегатов. В результате
на выходе сравнивающего блока появятся напряжения, противо-
положные по знаку и равные кткдт А/—0,25 кткдт Л/ на выходе ка-
нала агрегата № 1 и — 0,25 кткдтД/ на выходе каналов других
агрегатов. Эти напряжения вызывают соответствующее изменение
угла регулирования управляемых вентилей, приводящее к умень-
шению нагрузки агрегата № 1 и увеличению ее у других, агрега-
179
тов. При равенстве токов нагрузки агрегатов напряжение на вы-
ходе каналов сравнивающего блока равно нулю.
При изменении количества параллельно работающих агрега-
тов изменится и число замкнутых контактов ПМВ. В связи с этим
изменится напряжение на выходе ДТ1\1, которое обратно пропор-
ционально числу включенных агрегатов. В такой же пропорции
изменится напряжение па выходах датчиков тока агрегатов, если
нагрузка подстанции распределится равномерно между включен-
ными агрегатами. При неравномерном распределении нагрузки
между ними, аналогично описанному рапсе, устройство доведет
нагрузки агрегатов до требуемого значения.
Устройство РНПИ размещается в шкафу и состоит из трех
выдвижных блоков: питания, сравнивающего и усилительного;
оно выпускается заводом МЭЗ ЦЭ МПС. Габаритные размеры
шкафа 550X340 мм, масса 45 кг, напряжение питания 220 В, пот-
ребляемая мощность 40 Вт. Датчики тока, представляющие со-
бой согласующие трансформаторы тока устройств автоматики,
устанавливают па панелях управления каждого агрегата.
При включении па параллельную работу агрегатов в инвер-
торном режиме без устройства РНПИ нагрузка подстанции рас-
пределяется между ними крайне неравномерно. Продолжитель-
ная по времени и постоянная по величине нагрузка подстанции
практически полностью принимается одним из агрегатов. Фазо-
регуляторы позволяют достигнуть лишь кратковременного равен-
ства нагрузок. Устройство РНПИ выравнивает нагрузки агрега-
тов и обеспечивает распределение их с точностью до 100 А (в за-
висимости от ширины зоны нечувствительности предварительного
усилителя).
30. ВЫБОР СОСТАВА АГРЕГАТОВ 1
Выбор оптимального состава или оптимального ко-
личества включенных агрегатов па каждой подстанции осущест-
вляется с учетом потерь мощности в оборудовании и в тяговой
сети. В результате расчетов находят комбинацию состава рабо-
тающих агрегатов на подстанциях рассматриваемого участка, при
которой минимальны суммарные потери мощности
k fe-i
др = 5др7 + 5дрЛ7+1, (101)
/=1 7=1
где \Pj — потери мощности на /-й тяговой подстанции; l\Pp —
то же в тяговой сети межподстанциоиной зоны пли между под-
станциями /и /fl.
В частном случае, когда на одну нагрузку работают две тяго-
вые подстанции, на каждой из которых установлено по два агрегата,
1 Параграф написан капд. техн, наук Т. П. Добровольскисом.
180
возможны четыре комбинации состава работающих Д71 и N2 агрега-
тов: ?Л = 1, ЛЛ,= 1; Nr = 2, М=1; ^ = 1, A/2 = 2;JV1 = 2,
ЛС=2 (т. е. N^N2 будет 1,1; 2,1; 1,2; 2,2).
При переходе от одной комбинации состава агрегатов JVj N2
к другой NiN2 потери мощности изменяются от АР до АР*. Ус-
ловием выгодности перехода является уменьшение потерь мощности
в системе, т. е. АР* должны быть меньше ДР и ЙДР=ДР—дР*>0.
Величину 6ЛР можно выразить через коэффициенты нагрузки
подстанций ct! и а2, равные отношению тока нагрузки к номи-
нальному току /diT, и коэффициенты ah а2, b и с, характеризую-
щие потери мощности в элементах системы электроснабжения и
зависящие от количества агрегатов:
2 2
ЗДР = аг оц + а,2 аг + Ьхх а.2 + с.
Рис. 104. Области наивыгоднейшего со-
става агрегатов при ПВЭ-3 с двумя
трансформаторами УТМРУ-6300/35;
Rw =0,1 Ом, 7?к = 0,4 Ом
Приравняв 6ДР нулю, можно найти границы областей коэф-
фициентов нагрузки, при которых целесообразна работа подстан-
ций с той или иной комбинацией состава агрегатов (сплошные
линии, рис. 104).
Области коэффициентов нагрузки, при которых целесообразно
подключать второй агрегат с учетом потерь мощности в оборудо-
вании подстанций, — области экономически целесообразной ра-
боты подстанций на рис. 104 ограничены штрих-пунктирными ли-
ниями. Сопоставление этих границ с кривой abed показывает, что
при учете потерь в тяговой сети уставки на включение второго
агрегата уменьшаются. При больших расстояниях между под-
станциями или малых сечениях проводов контактной сети
межподстанциошюй зоны (со-
противление тяговой сети
#тс>0,4 Ом) экономически
целесообразный коэффици-
ент нагрузки, определенный с
учетом потерь в контактной
сети и изменения токораспре-
деления, приближается к аоц,
полученному без учета этих
факторов. То же самое на-
блюдается в случае примене-
ния мощных трансформаторов
или трансформаторов с не-
большим напряжением корот-
кого замыкания. Следователь-
но, целесообразность регули-
рования рабочей мощности
подстанции согласно условию
6ДР = О должна рассматри-
ваться для конкретных значе-
ний сопротивлений Ртс.
1/2 7-6015
181
Точно определить потери в тяговой сети можно, имея инфор-
мацию о нагрузках подстанций и о расположении нагрузок на
межподстапционной зоне.
С достаточной для практических расчетов точностью можно
считать, что потеря мощности в тяговой сети, обусловленная тя-
говым током, при изменении количества агрегатов па подстанци-
ях неизменна, а меняются только потери, вызванные уравнитель-
ным током между шинами подстанций (при данном допущении
границы областей наивыгодпейшего состава изображаются на
рис. 104 штриховыми линиями). Это предположение дает воз-
можность с достаточной точностью определить изменение потерь
мощности в контактной сети, возникающее вследствие подключе-
ния или отключения агрегатов на подстанциях и не может быть
применено для определения абсолютного значения этих потерь.
При этом оказывается возможным значительно упростить мето-
дику выбора условий экономичного режима работы участка
электроснабжения, если число подстанций более двух. Подставив
в формулу (101) значения ЛР7 и ДР7,7н, определенные с учетом
принятых допущений, получим выражение для подсчета суммар-
ных потерь мощности на участке
v a2i V гдр?
ДР = &PqN+ДРв а+ДРт^ + Xj rj,J+i Tp-tp-j — a7+i) +
у=1 i j=i L na
/ a • a . , < \ / a f a f , t\2 *l
+ 2ДРС (a7- — a7-+i) (y; — + ДРпа [^7 — J ’ O02)
где ДР0-- потери мощности, не зависящие от тока; ДРВ, ДРТ, ДРС
ДРПа — потери мощности, кВт, в вентилях, трансформаторе, эквива-
лентных сопротивлениях питающей сети и агрегата при токе :
ДРс=Рс^1т'1О 3 И ДР110 = Рэ I~dtr 10 3-
В формуле (102) суммарный коэффициент нагрузки тяговых
подстанций: а = я-1+«2+ ••• +«/ + • Величина /'/, 7+i опре-
деляется как Рэ/Ртс.
Суммарные потери мощности на участке представляют собой
функцию коэффициентов нагрузки подстанций сц, «2, ..., ад ...,
ан и числа включенных на каждой из них преобразовательных аг-
регатов. Число возможных комбинаций состава агрегатов па
участке довольно велико и определение той из них, при которой
потери мощности минимальны, является сложной задачей ввиду
большой трудоемкости расчетов.
Из структуры выражения (101) или (102) видно, что изме-
нение числа Nj включенных агрегатов па одной из подстанций,
например /, вызывает изменение только части слагаемых. Это
обусловлено специфичной конфигурацией системы электроснаб-
жения и позволяет упростить расчеты и воспользоваться доволь-
182
но простым критерием целесообразности включения или отклю-
чения агрегата на одной из подстанций. Очевидно, что включать
агрегат па какой-либо подстанции будет выгодно в том случае,
если составляющие суммарных потерь, зависящие от числа па-
раллельно работающих на этой подстанции агрегатов, будут
больше при существующем числе агрегатов, чем при включении
еще одного агрегата. Это условие для подстанции / при фикси-
рованных значениях числа агрегатов Nj-i, N,+i на соседних
подстанциях
8ДР = aj а.у + ау-_х ау + Ь], у+1 а/ cty+i + с,
где «у = ту ДРт + (2уу ДРс + qj ДРпа)(г/-1,/+ r/,y+i);
bj-i, j~ — 2уу r j—i, j (&PC + ^Рпа/Nj-i)',
bj,J + l — — 2yj rj, у + 1 (ДРс + &Pna/Ny + l);
c = (N - N*) ДР0; ij=l/Nr- l/Nf,
qj = W.N2j - l/<
Вследствие того, что тяговые подстанции в нормальных режи-
мах полностью не выводят в резерв и на большинстве из них ус-
тановлено не более двух агрегатов, число уравнений, определя-
ющих необходимость включения или отключения агрегата будет
невелико. Например, при N=2 можно составить четыре уравне-
ния вида 6ДР=0. Эти уравнения описывают в пространстве по-
верхности второго порядка (рис. 105, а). В случае двух тяговых
Рис. 105. Зависимости токовых уставок регулирования подстанции j при раз-
личных комбинациях состава агрегатов на подстанциях j—1 и у + 1 (а) и струк-
турная схема участка электроснабжения и системы регулирования рабочей мощ-
ности с индивидуальными регуляторами (б):
к. с. — каналы передачи информации между подстанциями; ТПР — тяго-
вая подстанция с регулятором
*/27*
183
подстанций и одной зоны на участках с /?тс>0,4 Ом поверхности
переходов вырождаются в плоскости, параллельные координат-
зависимость экономически целесообразных токовых уставок
ной плоскости aj-i, 0а3+ь что указывает на все уменьшающуюся
Оэц подстанций от нагрузок смежных с ней подстанций.
Если на участке не более двух-трех подстанций! с двумя-тремя
преобразовательными агрегатами на каждой из них, изменять со-
став агрегатов можно одним центральным регулятором по опре-
деленным алгоритмам. При большем числе подстанций зависимо-
сти а;>ц экономически целесообразных токовых уставок регулиро-
вания значительно усложняются и такое регулирование может
быть реализовано уже только, если применен достаточно слож-
ный центральный регулятор, содержащий элементы вычислитель-
ных машин и соединенный с каждой подстанцией каналом связи,
по которому поступает информация о коэффициенте нагрузки а,
и числе включенных агрегатов Nj, а также передается команда
на изменение Nj.
Возможно применение и системы регулирования без централь-
ного регулятора. Допустим, каждая тяговая подстанция участка
энергоснабжения оборудована соответствующими регуляторами,
в которые поступает информация о токах смежных подстанций и
числе включенных агрегатов на них; регуляторы осуществляют
изменение числа агрегатов подстанции по структурной схеме
рис. 105, б в соответствии с условием SAP>0. Пусть в началь-
ный момент нагрузки всех рассматриваемых подстанций малы
и на каждой из них включено по одному агрегату. Условие целе-
сообразности включения второго агрегата на /-й подстанции изо-
бражается в координатах a3..i, а3, аз+1 поверхностью У3_1 = 1,
(см. рис. 105, а). Произвольное изменение нагрузок под-
станции, например, при увеличении (ij, приводит к выходу точки
А за пределы области, ограниченной координатными плоскостя-
ми и поверхностью Nj-i= 1; Л^-н —1. Очевидно, что, начиная
с 6ЛР—0, экономически целесообразно включать на /-н подстан-
ции второй агрегат.
Это приведет к изменению условий перехода на соседних под-
станциях, для которых они определяются уже в координатах
aj-2, ctj-i, а.; и a3; а3+1,а3+2- В соответствии с нагрузкой подстанций
/—2 и / + 2 число включенных агрегатов на подстанциях j—1
и /+1 или останется прежним, или увеличится до двух. В первом
случае процесс приведения состава агрегатов подстанции участ-
ка к экономически целесообразному па этом и закончится. Во
втором случае при необходимости подключить очередной агрегат,
например и на подстанции /+1, изменятся условия перехода не
только для подстанции /+2, но и для ранее рассмотренной под-
станции /. Если бы ее экономически целесообразная токовая ус-
тавка а3-эц при фиксированных значениях a3-i и a3+i, соответству-
ющая точке А' на поверхности 1 = 1, У3+1 = 2, стала бы боль-
ше, чем при У?-1=1, Уз+1=1, то процесс регулирования мог бы
оказаться неустойчивым, так как тогда экономически целесооб-
184
разным было бы отключить ранее включенный второй агрегат
на подстанции /, что привело бы снова к изменению условий иа
подстанции / + 1 и т. д. Однако, как видно из рис. 105, а, токовая
уставка а;эц при Nj-i = l, N^r—2 меньше, чем а^ц, определяемая
точкой А приЛ^;-1=1 и Л^+1 = 1, что указывает па устойчивость
процесса регулирования по такому критерию. Процесс выбора
экономически целесообразного состава агрегатов подстанций
участка будет продолжаться до тех пор, пока на какой-либо под-
станции, в соответствии с принятым критерием, не потребуется
изменить число включенных агрегатов.
Включение агрегатов на тех подстанциях, у которых 6\Р —
наибольшее, происходит автоматически, вследствие наличия
функциональной зависимости выбранного критерия от числа аг-
регатов смежных подстанций. При постоянном слежении за зна-
чением нагрузок сначала включается агрегат на подстанции, у
которой 6ЛР>0 (в то время, как у других 6АР<0), затем агрега-
ты на смежных подстанциях, у которых SAP стало также больше
пуля, п так до тех пор, пока SAP па следующих подстанциях при
изменении состава агрегатов будет больше нуля. В системе, реа-
лизующей такой принцип регулирования с индивидуальными ре-
гуляторами на подстанциях (см. рис. 105, б), каждая из подстан-
ций должна быть соединена каналом связи со смежными. При
большой протяженности участка энергоснабжения это может
дать определенное преимущество перед системой регулирования с
центральным регулятором, так как длина каналов связи меньше,
а сами регуляторы проще.
Глава V
СХЕМЫ И КОНСТРУКЦИИ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ
31. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ НАПРЯЖЕНИЯ
И ТОКА МЕЖДУ ВЕНТИЛЯМИ
Преобразовательные секции агрегатов тяговых под-
станций состоят из групп последовательно-параллельно соединен-
ных вентилей. Распределение тока и напряжения между ними
происходит неравномерно в связи с тем, что прямые и обратные
вольт-амперные характеристики вентилей неодинаковы.
Прямые вольт-амперные характеристики отличаются порого-
выми напряжениями и динамическими сопротивлениями. Если у
диодов одинаковые пороговые напряжения [701 = [702=... и разные
динамические сопротивления 7?д (рис. 106, а), то больший ток
воспринимает диод с меньшим динамическим сопротивлением, в
этом диоде будут и повышенные потери мощности. При U01^
и Rai = Ra2 = ... диоды с большими значениями порогово-
го напряжения могут не воспринимать малые нагрузки (характе-
ристики 1 и 3, рис. 106, б); по мере роста нагрузки диоды начнут
загружаться током, но распределение токов будет крайне нерав-
номерным. В случае t/oi^=t/O2^=... и/?д1=/=/?Д2=/=... распределение
тока нагрузки может быть лучше (характеристики 2, 3 на рис.
106,5).
Равномерного распределения тока по параллельным столбам
достигают подбором диодов по прямым падениям напряжения.
Подбор по At/цр только при одном значении тока Цв (рис. 106, в)
уже заметно улучшает распределение тока.
У последовательно соединенных диодов разброс общих харак-
теристик уменьшается, поэтому при параллельном соединении
столбов диодов распределение тока становится более равномер-
ным.
В агрегатах диоды подбирают по суммарному прямому паде-
нию напряжения в отдельных столбах. При наличии резисторов
связи желательно подбирать диоды в каждом параллельном ряду.
Опыт показывает, что, если суммарные прямые падения напряже-
ния (их амплитудные значения) по столбам различаются не бо-
лее чем на 0,25 В (число последовательно соединенных диодов бо-
лее шести), неравномерность распределения при поминальном
токе не превышает ±10% среднего значения тока по столбам.
Когда число последовательно соединенных диодов невелико,
для обеспечения равномерного распределения тока можно исполь-
зовать резисторы (рис. 107, а) или делители тока, схемы включе-
186
ния которых весьма различны (рис. 107, б—е). Делители облада-
ют не только индуктивным, но и активным сопротивлением, что
улучшает равномерность распределения тока. Улучшения рас-
пределения тока между диодами добиваются правильным подво-
дом тока: необходимо, чтобы длина шин, по которым проходит
ток каждого диода, была примерно одинаковой.
Обратные вольт-амперные характеристики различны у разных
диодов: они зависят от типа диодов (рис. 106, г и д), температу-
ры полупроводниковой структуры.
При последовательном соединении пелавинных диодов с рос-
том общего напряжения, прикладываемого к ним, увеличивается
обратный ток, ио распределение напряжения между ними оста-
ется неравномерным (см. рис. 106, г). Большую часть напря-
жения воспринимают в столбе диоды с наименьшим обратным
током.
Для обеспечения равномерного распределения обратного на-
пряжения между нелавинными диодами применяют схему рис.
108, а. Диоды Д соединяют через резисторы связи и каждую
группу параллельно соединенных диодов шунтируют резистором
Дш и контуром RBCB. Резисторы Rm обеспечивают равномерное
распределение постоянной составляющей напряжения, а контуры
ЯвСв ограничивают напряжение на диодах при коммутациях и
Рис. 106. Прямые (а, б и б) и обратные (г и д) вольт-амперные
характеристики пелавинных (г) и лавинных (д) диодов
187
Рис. 107. Схемы деления тока между вентилями с помощью резисторов (а), с
задающим вентилем (б), замкнутая цепочка (в), с короткозамкнутым витком
(г), с помощью индивидуальных (<)) и стержневого (с) делителей
обеспечивают равномерное распределение переменной составляю-
щей напряжения по последовательно соединенным диодам. Если
применены резисторы связи, можно использовать общие шунти-
рующие резисторы и резисторно-конденсаторные контуры для ря-
да параллельно соединенных диодов, а также выполнить общую
защиту от пробоя для групп вентилей с несколькими параллельны-
ми столбами.
При последовательном соединении лавинных диодов с ростом
напряжения на них возрастает обратный ток. Вначале напряже-
ние воспринимается одним из диодов; дальнейший рост обратно-
го тока не вызывает увеличения напряжения на нем, а приводит к
увеличению напряжения на других диодах — происходит вырав-
нивание распределения напряжения (см. рис. 106, д). Поэтому
при последовательно-параллельном соединении лавинных диодов
можно не применять резисторов /?ш и контуров J?BCB, не нужны
также п сопротивления связи (рис. 108, б).
Указанные элементы устанавливают в случае применения за-
щиты от пробоя вентилей.
Групповое соединение тиристоров имеет свои особенности. Ос-
новными параметрами тиристоров являются прямое падение на-
пряжения, токи утечки при приложении прямого и обратного на-
пряжений, время включения и время выключения. Отклонение
этих параметров от их средних значений (разброс) по-разному
влияет на работу тиристоров. Разброс прямого падения напря-
жения так же, как у диодов, ведет к неравномерному делению то-
ка по параллельно соединенным столбам; разброс токов утечки
вызывает неравномерное распределение прямого и обратного на-
пряжений между последовательно соединенными тиристорами.
Разброс времени выключения может привести к значительным
перенапряжениям на тиристорах, электрическая прочность кото-
188
рых восстанавливается в первую очередь, а времени включения —
к подъему напряжения па тех тиристорах, у которых это время
больше.
Разброс времени включения тиристоров влияет также на
распределение тока и напряжения. Учет этих обстоятельств по-
требовал бы тщательного подбора тиристоров. Однако и в этом
случае из-за изменения характеристик тиристоров во время экс-
плуатации не представляется возможным предотвратить неравно-
мерность деления между ними токов и напряжений. Чтобы обес-
печить одновременность включения большого числа последова-
тельно-параллельно соединенных тиристоров, необходимо иметь
управляющий импульс с достаточной амплитудой и крутизной пе-
реднего фронта.
Для уменьшения влияния разброса прямых падений напряже-
ния на распределение тока между параллслыю-соединепными
столбами тиристоров применяют индуктивные делители тока (см.
рис. 107, б—е), а тиристоры подбирают таким образом, чтобы сум-
мы прямых падений напряжения па столбах отличались не бо-
лее чем на 0,1 В. В агрегатах тяговых подстанций делители тока
соединяют по схеме замкнутой цепочки (см. рис. 107, в); иногда
ее называют кольцевой схемой.
Рис. 108. Схемы, обеспечивающие равномерное распределение напряже-
ния между вентилями
189
Рис. 109. Схемы прохождения об-
ратного тока при отсутствии (а) и
наличии (б) резисторно-конденса-
торных контуров
Даже если тиристоры по-
добраны по классификационным
падениям напряжения, распреде-
ление тока между ними будет
различно, так как при одном и
том же значении этого падения
напряжения прямые вольт-ам-
перные характеристики не бу-
дут идентичны вследствие того,
что различны динамические со-
противления.
В случае большого числа по-
следовательно соединенных ти-
ристоров распределение токов
между ними улучшается, так
как уменьшается относительная
разница между суммарными зна-
чениями прямых падений напря-
жения при различных токах.
Чтобы уменьшить влияние
токов утечки на распределение
напряжения между тиристора-
ми, параллельно им подключают шунтирующие резисторы. Для
снижения всплеска обратного тока при коммутации тиристоров
и уменьшения скорости нарастания тока при включении иногда
устанавливают в анодных цепях дроссели насыщения. Эти дрос-
сели служат также для уменьшения коммутационных потерь в
тиристорах при наличии резисторно-конденсаторных контуров,
подключаемых к вентильным обмоткам трансформатора или меж-
ду анодами и катодом агрегата.
К последовательно соединенным тиристорам прикладываются
скачки напряжения с большой крутизной нарастания, обусловлен-
ные в выпрямительном режиме углами коммутации и в инвертор-
ном — углами опережения и коммутации, а также перенапряже-
ния, возникающие вследствие обрыва обратного тока при выклю-
чении. Для равномерного деления этих напряжений между после-
довательно соединенными тиристорами параллельно им подсое-
диняют.контуры RaCB, образующие цепь для обратного тока после
восстановления электрической прочности нескольких первых
тиристоров.
Поясним это подробнее. Характеристики последовательно сое-
диненных тиристоров различны. При выключении электрическую
прочность восстановит один или несколько тиристоров Т (рис.
109, а). В этом случае обратный ток i06P должен уменьшиться до
нуля с большой скоростью, что приведет к появлению перенапря-
жения иа тиристоре Т. Амплитуда перенапряжения будет зависеть
от индуктивности рассеяния трансформатора LT, амплитуды Дор
и скорости спада тока гОбр к нулю, а также от эквивалентной ем-
кости С' (емкость проводов и прибора). Если параллельно тири-
190
сторам подсоединены контуры RBCB, образуется цепь обратного
тока i06p (рис. 109,6); амплитуда перенапряжения примерно рав-
на £Обр/?в. С увеличением Св и уменьшением RB перенапряжения
уменьшаются. Помимо этих перенапряжений, к тиристорам при-
кладывается обратное напряжение, обусловленное э. д. с. транс-
форматора.
Контуры RBCB, как и общие контуры Ra кСа~к, огра-
ничивают скорость нарастания этого напряжения на отдельных
тиристорах, повышая их надежность.
В инверторном режиме тиристоры включаются, когда напря-
жения па них и на конденсаторах Св имеют определенное значе-
ние. При включении тиристоров через них и резисторы RB разря-
жаются конденсаторы Св, что приводит к увеличению мощности
потерь. Исходя из этого и следует выбирать оптимальные значе-
ния Св и RB- Для выбора оптимального значения емкости необхо-
димо подбирать тиристоры с близкими характеристиками выклю-
чения.
При включении происходит также разряд через тиристоры
конденсаторов контуров /?а_кСа_](. Параметры этих контуров сле-
дует выбирать из условий ограничения скорости нарастания об-
ратного напряжения и допустимых дополнительных потерь мощ-
ности в тиристорах. Делители тока уменьшают скорость нарастания
тока разряда конденсаторов Са-У!. При коммутациях последними
будут включаться тиристоры, имеющие большое время включения.
Если время включения велико, прямое напряжение может на-
растать до значений, при которых тиристоры из закрытого со-
стояния переходят в открытое, что нежелательно. Поэтому тири-
сторы, имеющие большое время включения, надо отбрако-
вывать.
В агрегатах с тиристорами применяют схемы распределения
напряжения с шунтирующими резисторами Rm и контурами RBCB,
подключенными к каждому тиристору отдельно (см. рис. 108, в)
или к группе тиристоров через сопротивления связи Rc (см.
рис. 108, г).
32. АГРЕГАТЫ НА НЕУПРАВЛЯЕМЫХ
ВЕНТИЛЯХ С ПРИНУДИТЕЛЬНЫМ
ОХЛАЖДЕНИЕМ
Агрегат УВКЭ-1. Этот агрегат выпускался Таллин-
ским электротехническим заводом в первые годы внедрения полу-
проводниковых вентилей на транспорте и предназначался в основ-
ном для замены ртутных выпрямителей. Поэтому он был выпол-
нен по схеме звезда — две обратные звезды с уравнительным ре-
актором.
В комплект агрегата входят выпрямитель, состоящий из шести
шкафов (фаз), шкаф защиты от перенапряжений (шкаф RC) и
три разрядника РВМ-6.
191
Основные технические данные агрегата следующие:
Номинальное выпрямленное напряжение................. 3300 В
Максимально допустимое выпрямленное напряжение . . . 4000 »
Номинальный выпрямленный ток........................ 3000 А
Допустимые перегрузки по току:
в течение 15 мин 1 раз в 2ч...................25% (3750А)
» » 2 мин 1 раз в 1ч...................50% (4500А)
» » 10 с I раз в 10 мин.................100%(6000А)
Допустимая амплитуда перенапряжений:
на стороне постоянного тока, нс более.............. 9000 В
анод-катод, не более............................ 24 000 »
Каждая фаза (рис. НО) состоит из 120 диодов 8-го класса
(Д1—Д120), соединенных в пять параллельных столбов по 24
диода последовательно. Параллельно включенные диоды соедине-
ны резисторами связи Rc и к каждой их группе подключены шун-
тирующие резисторы Rm и контуры /?ВСВ.
В диагональ уравновешенного моста, образуемого шунтирую-
щими резисторами и грунтами параллельных диодов, включены
лампы Л, являющиеся датчиками защиты от пробоя диодов. Про-
тив каждой лампы помещен фоторезистор, нормально не освещен-
ный. При пробое диода или другом повреждении, нарушающем
распределение напряжения, загорается лампа, примыкающая к
поврежденной группе, и освещает соответствующий фоторезистор.
Сопротивление фоторезпетора при этом изменяется. Сернисто-
кадмиевые фоторезпеторы ФСК-1, применяемые в этом случае,
имеют темновое сопротивление (сопротивление в темноте) /?т =
= 3,3-106 Ом и среднюю кратность изменения сопротивления
Кт/^ст=140 (где Дст — сопротивление освещенного фоторезисто-
ра). Применение фоторезисторов, благодаря которым представля-
ется возможным передавать сигнальный импульс с помощью све-
тового потока, позволяет обеспечить надежную изоляцию между
находящимися под высоким напряжением лампами и низковольт-
ными выходными цепями.
Защита при повреждении вентилей в одной группе воздейству-
ет па сигнал, а в двух и более — вызывает отключение агрегата.
Определение числа поврежденных вентилей осуществляет элект-
ронное устройство (рис. 111), состоящее из двух двухкаскадных
усилителей, работающих в режиме ключа. Для обеспечения не-
обходимой стабильности усилительные каскады выполнены на
транзисторах разных проводимостей. Все фоторезисторы фаз
Ф1—Ф12 соединены параллельно и подключены к входу обоих
усилителей. На выходе первого усилителя включено промежуточ-
ное реле сигнализации Р2, на выходе второго — промежуточное
реле отключения РЗ. Когда фоторезисторы не освещены, их темно-
вое сопротивление гораздо больше суммарного сопротивления ре-
зисторов R3 и R4, поэтому на базе транзисторов Т1 и ТЗ имеется
отрицательное напряжение смещения, надежно удерживающее
усилители в закрытом положении. При освещении фоторезистора
его сопротивление снижается и потенциалы базы транзисторов
Т1 и ТЗ становятся положительными. Параметры цепи подобраны
192
Рис. ПО. Схема преобразовательного агрегата типа УВКЭ-1 на неуп-
равляемых вентилях:
I — разъединитель; 2 — масляный выключатель; 3 — преобразовательные трансформаторы;
4 — шкаф с контурами RC; 5 — шкафы фаз; 6 — быстродействующий выключатель; 7 —
разрядники РВМ-6; Д1—Д120 — вентили В200-8 (ГОСТ 10662—69); — резистор ПЭВ-50
сопротивлением 1,6 кОм; RB — резистор ПЭВ-3 сопротивлением 20 Ом; 7?с — резистор
сопротивлением 0,5—0,7 Ом; Св — конденсатор МБГЧ-2-750; Л — лампа коммутаторная
КМ-3
193
Рис. 111. Выходные цепи защиты от пробоя вентилей агрегата УВКЭ-1
таким образом, что, когда освещается одни фоторезистор, базовый
ток оказывается достаточным для открытия только первого усили-
теля. Для открытия второго усилителя необходимо, чтобы
были освещены не менее чем два фоторезистора. Настройку уси-
лителей осуществляют подстроечными резисторами R3 и R27.
При открытии первого усилителя срабатывает реле Р2. Его
контакты замыкают цепь выходного реле сигнализации Р4, кото-
рое самоблокируется одним из своих замыкающих контактов, а
вторым подготавливает цепь питания выходного реле отключения
Р5. При повреждении еще одного вентиля другой группы будет
освещен еще один фоторезистор, откроется второй усилитель и
сработает реле РЗ, контакт которого замкнет цепь питания реле
Р5. В случае повреждения вентилей группы, смежной с ранее пов-
режденной, может пе только не загореться вторая лампа, но и
погаснуть горевшая ранее. Чтобы отключить агрегат в этом слу-
чае, в цепь реле отключения Р5 последовательно введены размы-
кающий контакт реле Р2 и замыкающий реле Р4. Реле Р5, срабо-
тав, самоблокируется и выдает команду на отключение агрегата.
Действия устройства аналогичны и в случае погасания ранее го-
ревшей лампы вследствие ее повреждения.
Цепи защиты получают питание от трансформатора Тр, имею-
щего две вторичные обмотки. От одной из них через выпрямитель-
ный мост В, собранный на диодах Д226Б, выпрямленное напряже-
ние 50 В подается на делитель, образуемый резисторами R3, R4 и
фоторезисторами. С делителя снимается напряжение смещения,
подаваемое на выходные каскады усилителей. Напряжение пита-
ния коллекторных цепей усилительных каскадов поддерживается
в пределах 9—10,5 В стабилитроном Д125 типа Д810 с балласт-
ным резистором R2. На выходные реле защиты Р4 и Р5 подается
переменное напряжение 100 В от второй обмотки трансформатора
194
Тр. Реле Pl контролирует наличие напряжения в цепях защиты:
при исчезновении его контакт реле Р1 замыкает цепь на отключе-
ние агрегата.
Шкафы выпрямителя внутренней установки, закрытого типа.
В шкафу расположены вентильные группы, устройства сигнализа-
ции н защиты. Диоды собраны в отдельные блоки по 10 штук в
каждом. Блоки, закрепленные на боковых изоляционных панелях,
расположены в центральной части шкафа и образуют совместно
с панелями воздушный капал. Внутри канала между ребрами
охладителей установлена изоляционная перегородка.
Слева от блоков диодов расположена панель с резисторами и
конденсаторами контуров RBCn, справа — панель с сигнальными
лампами, шунтирующими резисторами и ячейками фоторезисто-
ров защиты от пробоя диодов. В иижпей части этой панели уста-
новлены элементы защиты от пробоя. Здесь же находятся клем-
мники для подключения цепей защиты к сети 220 Вик общепод-
станциоппым цепям. Внизу па панели установлено ветровое реле,
обеспечивающее выдачу сигнала па отключение агрегата при про-
падании или ослаблении потока охлаждающего воздуха.
Обслуживание шкафа производится через двери, которые снаб-
жены электромагнитными замками и блокировочными контактами,
отключающими агрегат от питающей сети и от шин постоянного
тока при открывании двери.
В нижней части шкафа имеются отверстия для подсоединения
воздушного капала к общему воздуховоду.
Агрегат ПВЭ-3 (ПВЭ-ЗМ). Таллинский электротехнический за-
вод выпускает эти агрегаты в двух модификациях: по схеме две
обратные звезды с уравнительным реактором (ПВЭ-3) и мостовой
(ПВЭ-ЗМ). Они состоят из выпрямительного блока, шкафа RC и
шести разрядников РБК-3.
Основные технические данные агрегата следующие:
Номинальное выпрямленное напряжение................. 3300 В
Максимальное допустимое выпрямленное напряжение . 4000 »
Номинальный выпрямленный ток........................ 3000 А
Допустимые перегрузки по току:
в течение 15 мин I раз в 1 ч...................50% (4500А)
» » 10 с I раз в 2 мин....................100% (6000А)
Допустимая амплитуда перенапряжений:
на стороне постоянного тока........................ 9000 В
анод-катод для агрегата по мостовой схеме, не более 9000 »
то же для агрегата по схеме две обратные звезды с
уравнительным реактором, не более.............. 18 000 »
Снижение амплитуды допустимых перенапряжений анод-катод
в сравнении с соответствующей величиной для УВКЭ-1 получено
благодаря применению разрядников РБК-3. В связи с этим коли-
чество последовательных диодов в агрегате, выполненном по схе-
ме две обратные звезды с уравнительным реактором, снижено с
24 до 18 (в мостовой схеме принято соответственно девять после-
довательных диодов), а общее количество диодов в фазе — со
120 до 90. В агрегате применены лавинные диоды ВЛ200-8.
195
В первом варианте агрегата фаза (рис. 112,а) имела только
сигнализацию о пробое диодов (сигнальные лампы Л). Для воз-
можности визуального наблюдения за лампами в дверях шкафа
были предусмотрены окна. Затем завод перешел на выпуск агре-
гатов с защитой от пробоя, выполненной на герконовых изолиру-
ющих реле.
В каждой вентильной группе (рис. 112, б и в) установлено по
два реле (PJ и Р2) датчика защиты, включенных в диагональ
уравновешенного моста между резисторами и диодами.
Изоляция контактов этих реле относительно катушки выпол-
нена на напряжение 4 кВ, благодаря чему обеспечивается разде-
ление цепей, находящихся под высоким потенциалом, и низко-
вольтных цепей защиты и управления подстанции. Для исключе-
ния попадания высокого потенциала в низковольтные цепи ка-
тушка выходного реле РЗ заземлена иа корпус шкафа, а питание
ее осуществляется через разделительный трансформатор Тр1.
Реле Р1 и Р2 настраивают па срабатывание при пробое двух дио-
дов в наиболее удаленных от реле последовательных рядах. При
этом возможно срабатывание защиты в случае пробоя одного дио-
да в ряду, ближнем к реле. Для падежной работы защиты к каж-
дому ряду диодов подключен контур RBCB.
Конструктивно ПВЭ-3 более компактен, чем УВКЭ-1. Вентиль-
ные блоки и элементы защиты размещены в двух шкафах. По
конструкции и заполнению шкафы идентичны. Различие заклю-
чается лишь в том, что один из шкафов имеет шесть вводов для
подключения к трансформатору через проходные изоляторы ПК
10/630-750, а второй — две сборные плюсовые шинЬц объединен-
ные в его верхней части. В агрегатах, выпускаемых в последнее
время (рпс. 113), подключение к трансформатору осуществлено
кабелями, для крепления которых внизу имеются две наружные и
две внутренние клицы, а сборные плюсовые шины выведены с по-
мощью двух изоляторов ] типа 1110-1500-750 на переднюю и зад-
нюю стороны шкафа (у мостовых выпрямителей сборные шины
имеются в обоих шкафах, в одном — плюсовая, во втором — ми-
нусовая). Шкафы соединены один с другим болтами.
Диоды с охладителями, резисторы связи, конденсаторы и ре-
зисторы контуров RBCB размещены в 36 блоках 3. В каждом бло-
ке собрано по 15 диодов 4, соединенных по пять параллельно и
по три последовательно. Блок может быть снят для чистки, конт-
роля или смены охладителя. Последовательно соединенные диоды
в шкафах расположены горизонтально.
Обслуживание шкафов двустороннее. С каждой стороны име-
ется двустворчатая дверь 2, блокированная с помощью замков и
конечных выключателей.
Шкафы установлены на специальной конструкции 7, в которой
па виброизолпрующих резиновых прокладках закреплен общий
воздуховод 6. Каждый шкаф имеет воздушный канал, образован-
ный охладителями вентилей и боковыми пластинами. Конструк-
ция воздуховода позволяет подключать вентилятор как с торца,
196
Рис. 112. Схемы фазы агрегата ПВЭ-3 (а и б) и ПВЭ-ЗМ (в):
А1-Д90 - вентили ВЛ200-8-Б (ГОСТ 10662-69) (а) и ВЛ200-8-1.2У2 (ГОСТ 10662-73) (б и в);
''ш (а) — резистор ПЭВ-50, 5,1 кОм; R87 ... R104 (б), R49 ... R57 и R76 ... R84 (в) — резисто-
ры ПЭВ-25, 12 кОм; /?с (о), R1 ... R68 (б) и R85 ... R148 (в) — резисторы сопротивлением 0,5—
0,7 Ом; R69 ... R86 (б} и R58...R66 и R67 ... R75 (в) - резисторы ПЭВ-10, 20 Ом; С1 ... С18
(бив) — конденсаторы МБГЧ-1-2А, 750 В; Л (а) — лампа коммутаторная КМ-3; Р1 и Р2 (би в)—
реле герконовое; РЗ (б и в) — реле РПУ-561, 220 В
197
Рис. ИЗ. Агрегат ПВЭ-3
так и с фасада через окно 5.
Основным присоединением яв-
ляется торцовое. При этом вто-
рое окно должно быть закрыто.
В канале общего воздуховода
устанавливается ветровое реле,
контролирующее скорость пото-
ка охлаждающего воздуха.
Для снижения расхода элек-
троэнергии иа ряде дорог ис-
пользуется комбинированное ох-
лаждение полупроводниковых
выпрямителей ПВЭ-3 и УВКЭ-1.
Режимная автоматика включа-
ет п отключает вентиляторы в
зависимости от нагрузки. Когда
нагрузки небольшие, агрегаты
работают при естественном воз-
душном охлаждении. Выбор ус-
тавок по току и выдержек вре-
мени зависит от конкретных
графиков нагрузки подстанций.
Агрегат КВВ. Этот агрегат был разработан ЦНИИ МПС и
ПКБ ЦЭ в 1963—1964 гг. и является по существу прототипом
УВКЭ-1. Поэтому основные параметры и принципиальная схема
обоих агрегатов идентичны. Несколько отличны параметры шун-
тирующих резисторов, контуров RBCB, а также параметры и схе-
ма защиты от пробоя диодов.
Агрегат предназначен для передвижных тяговых подстанций,
поэтому каждая фаза выполнена в двух шкафах (полуфазах),
что обеспечивает возможность размещения выпрямителя в крытом
железнодорожном вагоне. В комплект агрегата входят двенадцать
шкафов (полуфаз), шкаф с контурами RC, шесть разрядников
РВМ-З и три шкафа защиты от пробоя диодов. Охлаждение агре-
гата обеспечивает вентилятор, работающий на общий воздуховод,
к которому подсоединены воздушные каналы всех фаз. В системе
имеется резервный вентилятор и предусмотрено автоматическое
переключение на него в случае выхода из строя основного.
Защита от пробоя диодов выполнена на принципе контроля
небаланса напряжения в диагонали моста, образуемого группами
параллельных диодов и шунтирующими резисторами. Сигнальные
лампы Л (рис. 114, а), смонтированные в специальных обоймах
(по три в каждой) с отражателями, подключены к каждой группе
диодов. При повреждении загораются одновременно две лампы.
Световой поток от них освещает фоторезисторы, установленные
на двери шкафа против каждой обоймы.
Выходные цепи защиты двух фаз (четырех полуфаз) конструк-
тивно объединены в одном шкафу кодовых реле (рис. 114, б). Для
облегчения поиска поврежденных вентилей фоторезисторы каждой
198
Рис. 114. Схемы включения пусковых органов (а) и выходные цепи (б) защиты
от пробоя диодов агрегата с принудительным воздушным охлаждением для
передвижных тяговых подстанции
полуфазы включены в цепь последовательно с соответствующим
реле защиты от пробоя 1Р1—2Р2 и одним из указательных реле
1БК.Ф—2БКФ. Нормально по этой цепи проходит небольшой ток
0,03—0,05 мА, определяемый в основном темновым сопротивле-
нием фоторезистора. При освещении одного из фоторезисторов
ток в цепи возрастает до 3—4 мА, это приводит к срабатыванию
реле защиты от пробоя, которое самоблокируется. Один из его
контактов замыкает цепь группового входного реле Р6, выдаю-
щего команду на отключение агрегата, а другой размыкает цепь,
шунтирующую сигнальную лампу 1Л1—2Л2, которая указывает,
в какой полуфазе произошло повреждение. Деблокировку осу-
ществляют кнопками КД. Указательные реле 1БКФ—2БК.Ф типа
РУ-21/0,01 предназначены для контроля исправности фоторезисто-
ров. Ток в цепи при освещении фоторезисторов недостаточен для
подтягивания якорей этих реле. В случае пробоя фоторезистора
ток резко возрастает и указательное реле срабатывает, замыкая
контактом с механической блокировкой цепь включения реле Р6.
На реле защиты от пробоя при самоблокировке подается пони-
женное напряжение с делителя Rl, R2, а цепь рабочего напряже-
ния 220 В размыкается контактом реле Р6. Для обеспечения нор-
мальных условий работы контактов реле 1Р1—2Р2, допускающих
коммутацию в цепях постоянного тока с напряжением не выше
60 В, выходное реле Р6 включено через делитель R4, R5, а сигналь-
ные лампы — через резистор R7, R11. Исправность предохрани-
телей в цепях защиты контролируется реле Р5.
199
Агрегат ВКМ (ВКМБ). Агрегат был разработан ПКБ ЦЭ МПС
и ЦНИИ МПС в период освоения силовых полупроводниковых
вентилей на электрифицированном транспорте, когда велись по-
иски наиболее рациональных решений и конструкций. Первона-
чально агрегат предназначался для установки на передвижных
тяговых подстанциях; впоследствии для стационарных подстан-
ций был разработан блочный вариант агрегата (тип ВКМБ).
В качестве охлаждающего агента в агрегате применено транс-
форматорное масло, обладающее хорошими теплотехническими и
электроизоляционными свойствами. Однако опыт показал, что
агрегаты с масляным охлаждением не имеют особых преимуществ.
Конструктивно они получаются сложнее, а наличие трансформа-
торного масла создает дополнительные трудности в эксплуатации.
Поэтому широкого распространения такие агрегаты не получили
и применяются только в тех случаях, когда в силу каких-либо
причин использовать агрегаты других типов невозможно или не-
желательно, в частности при наружной установке в местностях с
загрязненной атмосферой (вблизи морских побережий, в промыш-
ленных районах и др.).
Силовая схема ВКМ (ВКМБ) принципиально не отличается
от схем агрегатов с воздушным охлаждением, так как они пред-
назначены для работы в тех же условиях и рассчитаны на те же
нагрузки. Некоторое отличие параметров отдельных элементов в
основном связано с особенностями конструкции и с различными
схемами защиты от пробоя вентилей.
Агрегат состоит из шести маслонаполненных баков (фаз), ох-
ладительной установки, шкафа с контурами RC, вентильных раз-
рядников, шкафов защиты от пробоя диодов и внешнего делителя
этой защиты. Баки заполнены трансформаторным маслом и сое-
динены друг с другом и с охладительной установкой системой
маслопроводов. Диоды полностью погружены в масло.
Охладительная установка содержит четыре воздушно-масляных
охладителя, три центробежных бессальниковых фланцевых насоса
ЭЦТ-63-19 (два рабочих и один резервный), расширительный ба-
чок и приборы для контроля за работой системы охлаждения.
Чтобы не допустить повреждения вентилей при аварийном сниже-
нии уровня масла вследствие течи в системе, на расширителе
установлено сильфонное реле уровня РУС-3. При уровне масла
ниже допустимого поплавок реле опускается и через тягу и рычаг
воздействует на шток микровыключателя, который замыкает цепь
па отключение агрегата.
Система охлаждения (рис. 115) двухступенчатая, замкнутая.
Циркуляция масла обеспечивается двумя насосами 5 и 15. Насосы
забирают холодное масло из охладительной установки и нагнета-
ют его в нижние маслопроводы 9, расположенные по обе стороны
баков — фаз 7. Нагретое масло собирается в верхних маслопро-
водах 6, по которым поступает в охладители 1, охлаждается и
вновь возвращается к насосам. Правильность циркуляции масла
в системе контролируют по показаниям манометров 14.
200
Рис. 115. Принципиальная схема системы масляного охлаждения а: регата
Для контроля за температурой масла в верхнем маслопроводе
2 установлен термосигнализатор ТС-100. В одном из колен верх-
него маслопровода имеется пробка 3 для выпуска воздуха при
образовании «воздушных мешков». В торцах маслопроводов уста-
новлены краны 8 для слива масла. Чтобы перекрыть маслопрово-
ды, закрывают краны 4 и 12. Крапы 11 и 13 служат для подклю-
чения резервного насоса 10.
Для удобства транспортировки и монтажа все оборудование
скомпоновано в трех блоках, собираемых на заводе. На блоках
предусмотрены конструкции с изоляторами для крепления анод-
ных, плюсовой и минусовой шип. При необходимости могут быть
установлены дополнительные рамы для крепления ошиновки
10 кВ. Поскольку выпрямитель предназначен для установки па
открытой части подстанции, все реле и приборы защиты от про-
боя вентилей смонтированы в закрытом шкафу. В таком же шка-
фу установлены резисторы внешнего делителя этой защиты.
Защита от пробоя диодов (рис. 116) имеет в качестве исполни-
тельных органов специальные электромагнитные реле РФ1 и РФ2,
изоляция контактов которых относительно катушки рассчитана на
полное рабочее напряжение 4 кВ. Реле включают между однопо-
тенциальными точками вентильной группы и делителя напряжения.
Выходные цепи защиты выполняются в двух вариантах. В пер-
вом варианте (рис. 117, а) реле защиты при срабатывании зако-
рачивают своими контактами вторичную обмотку одного из изоли-
рующих трансформаторов 1ТрЗ—бТрЗ соответствующей фазы. При
этом резко возрастает ток в его первичной обмотке и подтягивает
якорь выходное реле защиты фазы 1РПВ—6РПВ, включенное в
цепь обмотки. Одним контактом оно замыкает цепь па отключе-
ние агрегата, а другим включает свое сигнальное реле 1БПВ—
6БПВ, указывающее, в какой фазе произошел пробой. Начиная с
1970 г. выходные цепи защиты выполняют по варианту рис. 117,6.
Сигнализация о ее срабатывании на панели управления ОПС осу-
ществляется общим сигнальным реле защиты БВ.
Реле защиты РФ всех фаз и трансформаторы ТрЗ смонтиро-
ваны на общей стеклотекстолитовой панели и расположены в шка-
8-6015 . 201
Рис. 116. Схема включения пуско-
вых органов защиты от пробоя дио-
дов
(1) ^220В
выпрямителя
На отключение
Выпрямителя
Рис. 117. Схемы выходных цепей
защиты с изолирующими трансфор-
маторами (а) и реле с герконами (б)
фу защиты от пробоя диодов. В этом же шкафу размещены вы-
ходные реле защиты РПВ, указательные реле БПВ и трансфор-
матор питания цепей защиты. Активный делитель вынесен в шкаф
резисторов. Ввиду того что при работе агрегата в делителе выде-
ляется значительное количество тепла (потери в нем составляют
3,5—4,0 кВт и практически не зависят от нагрузки), шкаф резис-
торов имеет принудительную вентиляцию. Соединение всех высо-
ковольтных цепей между выводами защиты от пробоя фаз до
шкафа защиты, от ошиновки агрегата до делителя напряжения и
между шкафами делителя и защиты выполняют высоковольтным
проводом ПС-4000.
В защите используют реле с герметизированным магнитоуп-
равляемым контактом (герконом) конструкции ПКБ ЦЭ МПС.
Реле состоит из катушки, внутрь которой помещен геркон типа
КЭМ-1. Изоляция между контактом и катушкой обеспечивается
изолятором из органического стекла. Снизу в изолятор ввинчена
пробка. Корпус реле, состоящий из стакана, верхнего и нижнего
фланцев, является магнитопроводом и одновременно обеспечивает
защиту контакта от влияния внешних магнитных полей. Чтобы
контакт не залипал после срабатывания реле, все детали корпуса
изготовляют из магнитомягкой низкоуглеродистой электротехниче-
ской стали, обладающей малой коэрцитивной силой (Нс^ 1,25 Э).
202
Рис. 118. Фаза агрегата ВКМВ
Для регулировки уставки срабатывания в реле предусмотрен
магнитный шунт. Положение шунта фиксируется контргайкой.
В цепях защиты катушку реле с магнитоуправляемым контак-
том обычно шунтируют конденсатором емкостью 104-15 мкФ в
связи с тем, что контакт КЭМ обладает большим быстродействием,
рассчитанным на рабочую частоту коммутации 100 Гц.
При отсутствии конденсатора реле успевает срабатывать и
возвращаться в исходное состояние при каждом импульсе, что
может привести как к ложным срабатываниям защиты, так и к ее
отказу.
Агрегаты ВКМВ и ВКВВ. Опыт эксплуатации первых образцов
агрегатов с полностью погруженными в масло диодами показал,
что наибольшие затруднения вызывает замена поврежденных дпо-
8*
203
дов или других элементов, находящихся внутри бака. В связи с
этим был разработан преобразователь ВКМВ, у которого охлаж-
даются маслом только охладители, а диоды вынесены из масляной
среды. Каждая фаза его состоит из двух последовательно вклю-
ченных шкафов-полуфаз (рис. 118). Вверху установлены ввод 3
переменного и вывод 1 постоянного тока. Диоды 6, резисторы
связи 9, шунтирующие резисторы 8, резисторно-конденсаторные
контуры 13 и реле сигнализации 7 о пробое диодов расположены
в камере, которая закрывается дверью /5; дверь уплотнена.
В нижней части камеры имеется отверстие 12, закрытое сеткой, а
в верхней — два отверстия с защитными колпаками 2 и 4, через
которые поступает воздух, охлаждающий резисторы 8 и диоды.
Шунтирующие резисторы 8 и реле 7 смонтированы на изоля-
ционной панели; на такой же панели смонтированы контуры 13.
Панели установлены на изоляторах И и 14, к ним прикреплены
сборные шины 5 и 10. Шины 10 соединены перемычкой. Охлади-
тели прикреплены шпильками со специальными уплотнениями к
изоляционной стеклотекстолитовой панели, которая вместе с зад-
ней стенкой шкафа образует отсек, где циркулирует охлаждаю-
щее трансформаторное масло. Внутри отсека установлены стекло-
текстолитовые перегородки для направления потока масла.
Агрегат ВКМВ снабжен такой же охладительной установкой,
как и агрегаты с полностью погруженными в масло вентилями.
Конструкция агрегата обеспечивает свободный доступ к диодам,
резисторам и конденсаторам фазы, благодаря чему существенно
упрощается его эксплуатация.
В процессе изготовления ВКМВ встретился ряд технологиче-
ских трудностей, связанных с обеспечением герметичности масля-
ного отсека из-за обнаружившейся пористости охладителей. В свя-
зи с этим был разработан агрегат новой модификации, в котором
масляное охлаждение было заменено принудительным воздуш-
ным— агрегат ВКВВ. Входной и выходной патрубки были при-
способлены для подвода охлаждающего воздуха. Такие агрегаты
применяют в основном для открытой установки на передвижных
тяговых подстанциях.
Защита ВКМВ и ВКВВ от пробоя вентилей аналогична защите
ВКМ. В отличие от последней здесь применено по два реле защи-
ты в каждой полуфазе, т. е. общее число реле вдвое больше. Чув-
ствительность защиты несколько выше.
33. АГРЕГАТЫ НА НЕУПРАВЛЯЕМЫХ
ВЕНТИЛЯХ С ЕСТЕСТВЕННЫМ
ВОЗДУШНЫМ ОХЛАЖДЕНИЕМ
Агрегаты ПВКЕ-2 (БВКЕ). Агрегаты состоят из 12
шкафов полуфаз с естественным воздушным охлаждением, а
также шкафа с контурами RC и блоком разрядников. Они пред-
назначены для наружной установки на передвижных и стацио-
204
парных тяговых подстанциях. Завод выпускает агрегаты для ра-
боты по схеме две обратные звезды с уравнительным реактором.
Шкафы полуфаз соединены по два последовательно. В случае ис-
пользования агрегатов для работы по мостовой схеме шкафы со-
единяют по два параллельно.
Основные технические данные агрегата следующие:
Номинальное выпрямленное напряжение................. 3300 В
Максимальное допустимое выпрямленное напряжение . . 4000 »
Номинальный выпрямленный ток........................ 3000 А
Допустимые перегрузки по току:
в течение 15 мин 1 раз в 30 мин ......................25% (3750А)
» » 1 мин 1 раз в 2 ч.......................50% (4500А)
Допустимая амплитуда перенапряжений:
на стороне постоянного тока, не более............... 9000 В
анод-катод, не более............................. 16 000В
Разрядники включены между выводами вентильных обмоток
и нулевым выводом преобразовательного трансформатора в схе-
ме две обратные звезды с уравнительным реактором и между
выводами вентильных обмоток в трехфазной мостовой схеме.
Чтобы обеспечить ограничение перенапряжений до допустимого
уровня, необходимо применять разрядники с пробивным напря-
жением 7—8 кВ. Параметры контуров RC выбраны из расчета
работы с преобразовательными трансформаторами, имеющими
ток холостого хода до 8%.
В агрегатах применены лавинные диоды ВЛ200 группы А и
В по ГОСТ 10662—69 с классификационным прямым падением
напряжения до 0,6 В или с прямым падением до 1,2 В по
ГОСТ 10662—73.
Число параллельных столбов равно пяти, т. е. их столько же,
сколько в агрегатах с принудительным охлаждением. Число пос-
ледовательно соединенных диодов в каждом столбе полуфазы
зависит от их класса и принимается: при диодах 10-го класса
равным семи, 9-го — восьми и 8-го — девяти. Соединены диоды
по схеме рис. 108, б. Схема соединений максимально упрощена,
защита и сигнализация о пробое диодов в ней не предусмотрены.
Шкаф полуфазы (рис. 119) разработан МЭЗ ЦЭ МПС и ЦНИИ
МПС. В шкафу 1 на нейтральном каркасе 4 смонтированы
блоки диодов с охладителями 2.
Нейтральный каркас изолирован от шкафа опорными изоля-
торами ОФ-10-2000. Охладители собраны в блоки по пять штук,
скреплены шпильками, имеющими изоляционные прокладки, и
установлены на изоляторы 5. Блоки расположены в шкафу сту-
пенчато, что обеспечивает лучшие условия охлаждения диодов и
свободный доступ к ним при осмотрах и ремонтах. В случае при-
менения диодов 8-го класса устанавливают девять блоков:
шесть внизу и три вверху (как показано на рис. 119). При дио-
дах 9-го класса один из трех блоков верхней группы не устанав-
ливают, при диодах 10-го класса не устанавливают три блока
205
10
Рис. 119. Полуфаза агрегата с естественным воздушным охлаждением
верхней группы и добавляют седьмой блок к нижней группе.
На крыше шкафа расположены проходные изоляторы 10 типа
ПИ-10/1000-750. В нижней части шкафа имеется вентиляционное
отверстие, закрытое сеткой, а в верхней части — диффузор 9,
предотвращающий попадание внутрь шкафа воды, снега. Две-
ри 6 снабжены блокировочным замком и конечным выключате-
лем ВПК-2110.
Охлаждающий воздух поступает через отверстие внизу шка-
фа и выходит через диффузор 9. Для направления потока охлаж-
дающего воздуха служат стеклотекстолитовые экраны. Нижний
3 и верхний 7 боковые экраны препятствуют прохождению воз-
духа между охладителями и боковыми стенками шкафа, благо-
даря чему этот поток проходит через охладители.
Для того чтобы исключить взаимный подогрев блоков венти-
лей, расположенных в нижней и верхней группах, установлен
отражатель 8. Интенсивность естественной тяги воздуха зависит
от расстояния между верхним рядом вентилей и диффузором:
206
чем больше это расстояние, тем больше тяга, меньше тепловое
сопротивление охладителя и больше нагрузочная способность аг-
регата.
Для обеспечения свободного доступа воздуха шкафы следу-
ет устанавливать на подставке высотой не менее 600 мм. При ус-
тановке выпрямителя в закрытом помещении необходимо обес-
печить отвод тепла из него.
Блок разрядников расположен в шкафу с контурами RC и
выполнен в виде металлического шкафа высотой 500 мм, основа-
ние его имеет такие же размеры, как основание шкафа RC.
В шкафу размещены шесть разрядников с дугогасительной
камерой и резистором линейного сопротивления. Для осмотра
разрядников сбоку предусмотрены откидные двери, снабженные
выключателем ВПК-2110. Выводы вентильных обмоток преобра-
зовательного трансформатора подсоединяют к шести проходным
изоляторам, установленным на крыше, нулевой вывод — к изо-
лятору, расположенному сбоку.
Для стационарных тяговых подстанций блочного исполнения
ПКБ ЦЭ разработан блочный вариант агрегата БВКЕ. Он сос-
тоит из двух блоков с полуфазами (по шесть полуфаз на каж-
дом) и шкафа с контурами RC и блоком разрядников, установ-
ленных на общем рамном основании; предусмотрена возможность
установки на этом основании и конструкции для разъединителей.
На блоках имеется конструкция под ошиновку, которая допуска-
ет различное подсоединение шин в зависимости от варианта ис-
полнения подстанции.
Агрегат ПВЭ-5АУ1. С 1974 г. Таллинский электротехнический
завод начал выпускать агрегаты ПВЭ-5АУ1 с естественным воз-
душным охлаждением. Агрегат предназначен для работы по схе-
ме две обратные звезды с уравнительным реактором. Разрабо-
тана также модификация его для мостовой схемы. В комплект
агрегата входит выпрямитель, состоящий из шести шкафов с ди-
одами, шкаф RC, шкаф с разрядниками и шкаф с реле земляной
защиты, а также рамы, стойки и изоляторы для монтажа шка-
фов и ошиновки. С 1978 г. завод не поставляет шкафы RC, а
резисторно-конденсаторные контуры RC размещает в шкафах с
диодами.
Основные технические данные агрегата следующие:
Номинальное выпрямленное напряжение.................. 3300 В
Максимальное допустимое выпрямленное напряжение . . 4000 »
Номинальный выпрямленный ток......................... 3000 А
Допустимые перегрузки по току:
в течение 15 мин 1 раз в 2 ч.....................25% (3750А)
» » 2 мин I раз в 1 ч......................50% (4500А)
» » 10 с I раз в 2 мин.....................100% (6000А)
Допустимая амплитуда перенапряжений анод-катод для
преобразователя:
по мостовой схеме, не более........................ 9000 В
по схеме две обратные звезды с уравнительным реактором,
не более............................................ 18 000 В
207
Рис. 120. Схемы фаз агрегата ПВЭ-5ЛУ1
В фазе выпрямителя, выполненного но схеме две обратные
звезды с уравнительным реактором (рис. 120, а), 70 лавинных ди-
одов, соединенных в пять параллельных столбов по 14 последова-
тельно включенных диодов в каждом. Столько же диодов в пле-
че мостового выпрямителя (рис. 120, б), но соединены они по 10
параллельно и 7 последовательно. Применены диоды 10-го клас-
са на предельный ток 200 А с прямым падением напряжения
(амплитудное значение) 1,07—1,23 В. В выпрямителях, у кото-
рых нет шкафов RC, к выводам А—К (анод-катод) подключен
контур /?а-кСа-к- ,
В каждом шкафу с диодами (рис. 121) размещена одна фаза
выпрямителя или одно плечо. Диоды 5 с охладителями 1, рас-
положенные в одном параллельном ряду, при помощи соедини-
тельных рамок 2 собраны в блоки. Каждый блок крепится с двух
сторон к опорным изоляторам ОФ-6-375, установленным на вер-
тикальных швеллерных стойках. Изоляция охладителей от сое-
динительных рамок обеспечивается с помощью прокладок. Блоки
в шкафу расположены по семь с каждой стороны.
Для исключения нагрева верхних рядов охладителей возду-
хом, нагретым нижними, между соседними рядами охладителей
установлены экранирующие панели 4, направляющие подогретый
воздух в капал между охладителями. Благодаря этому значи-
тельно (более чем в 2 раза) уменьшены габаритные размеры
шкафа по сравнению со шкафом выпрямителя ПВКЕ, где для
исключения взаимного подогрева охладители расположены ле-
сенкой. Экранирующие панели крепятся к соединительным рам-
кам скобами 3. В верхней части шкафа установлен диффузор 8,
входное отверстие снизу шкафа закрыто сеткой.
В шкафу выпрямителя, выполненного по схеме две обратные
звезды с уравнительным реактором, параллельные ветви диодов
208
s
Рис. 121. Фаза агрегата ПВЭ-5АУ1
объединены па входе и на выходе; на крышу выведены общий
анодный А и катодный К выводы. В шкафу мостового выпрями-
теля объединены катоды и аноды диодов, расположенных с каж-
дой стороны шкафа, на крышу выведены два анодных вывода и
два катодных. Соответственно на крыше первого шкафа установ-
лено два проходных изолятора 9 типа ПН-10/1000-750, а на кры-
ше второго — четыре.
Обслуживание шкафа двустороннее: с каждой стороны пре-
дусмотрены двустворчатые двери 6, закрываемые замками типа
ЗБ-1. Закрытое положение дверей контролируется также конеч-
ными выключателями 7. Для удобства ревизии и ремонта боко-
вые стенки выполнены съемными. В верхней части шкафа уста-
новлены два светильника. Кроме того, имеются две розетки для
подключения переносной лампы.
209
Рис. 122. Общий вид агрегата ПВЭ-5АУ1
Провода освещения, замков и конечных выключателей выве-
дены на панель, расположенную в нижней части шкафа. Проло-
жены эти провода в коробе, что предотвращает попадание вы-
сокого потенциала в низковольтные цепи при перекрытиях в
шкафу.
Устанавливают преобразователь (рис. 122) на фундаменте
(подставке) высотой не менее 1000 мм, что обеспечивает свобод-
ный доступ охлаждающего воздуха в шкафы с диодами. На фун-
даменте размещают три рамы 3 под шкафы с диодами 2 (по од-
ной раме под два шкафа), а также раму 4 под шкафы с разряд-
никами и контурами RC. К рамам и шкафам крепят стойки 1 и
6, на которых устанавливают изоляторы 7 и 8 для крепления
шин. Все металлические конструкции соединяют общим конту-
ром, который через реле земляной защиты, расположенное в шка-
фу 5, подключают к контуру заземления подстанции.
34. ВЫПРЯМИТЕЛЬНО-ИНВЕРТОРНЫЕ
АГРЕГАТЫ
Передвижной инверторный агрегат на тиристорах.
Первый мощный инверторный агрегат на тиристорах разработан
ЦНИИ МПС, ПКБ ЦЭ МПС и выпущен заводом МЭЗ ЦЭ МПС.
Это передвижной агрегат, оборудование которого размещено на
трех платформах и в двух крытых вагонах. Он выполнен по схе-
210
ме две обратные звезды с уравнительным реактором и рассчитан
па максимальное напряжение 4000 В и номинальный ток 2000 А.
В состав инвертора (рис. 123) входят: два преобразовательных
трансформатора ТМПУ-6300/35Ж или УТМРУ-6300/35 (ТП1 и
ТП2), вольтодобавочный трансформатор типа BTMP-3200z10 или
типа УТМР-3500/35Ж (ТПЗ), два помехозащитных реактора
РОСВ-2000 (РП1 и РП2) индуктивностью по 0,88 мГ на номи-
нальный ток 2000 Л, реактор инвертора РБФА-У-6500/3250 (РИ)
индуктивностью 20 мГ па ток 2000 А.
Защита от тока к. з. при опрокидываниях осуществляется дву-
мя последовательно включенными быстродействующими выклю-
чателями БВ1 и БВ2 типа АБ-2/4.
Для защиты от перенапряжений между выводами вентильных
обмоток и пулевым выводом трансформатора включены шесть
разрядников РБ1 типа РРА-3 (РБК-3) с уставкой срабатывания
12—13 кВ. Разрядники снабжены регистраторами срабатывания
РКР. Между катодом преобразователя и пулевым выводом транс-
Рис. 123. Силовая схема передвижного инверторного агрегата на тиристорах
211
5)
Рис. 124. Схемы полуфазы передвиж-
ного инвертора (а) и ее отдельно-
го элемента Э (б)
форматора, а также на входе ин-
вертора подключены биполяр-
ные разрядники РБ2 и РБЗ ти-
па РВБК-3,3 с уставками сраба-
тывания соответственно 11 и
8,5 кВ.
Между анодами и катодом
инвертора включены шесть кон-
туров Да-к Са-к. Каждый КОНТур
состоит из 30 последовательно
соединенных резисторов ПЭ-150
сопротивлением по 6,8 0м (Да-К =
= 204 Ом) и двух конденсаторов
KMl-10,5 (КС-10,5-25), соединен-
ных параллельно, мощностью
по 15 квар, общей емкостью 0,87
мкФ.
Агрегат имеет шесть фаз,
каждая из которых выполнена
из двух полуфаз. Полуфаза (рис.
124) инвертора имеет 13 после-
довательно и пять параллельно
соединенных тиристоров ТЛ160
или ТЛ200 8-го класса. Общее
число тиристоров агрегата 780.
Для равномерного деления
тока между параллельными стол-
бами тиристоров в полуфазах
установлены делители тока ДТ.
Чтобы обеспечить равномерное
деление напряжения между по-
следовательно соединенными ти-
ристорами в статическом и ди-
намическом режимах, каждый
тиристор шунтируют двумя по-
следовательно соединенными ре-
зисторами ПЭВ-25 сопротивле-
нием 4,7 кОм (Дш=9,4 кОм) и
контуром RBCB, состоящим из
трех параллельно включенных ре-
зисторов ВС-2 сопротивлением
47 Ом и конденсатора типа
М.БГЧ-2-750 емкостью 1 мкФ.
В шкафу полуфазы рядом с тиристорами смонтированы им-
пульсные трансформаторы Тр, напряжение с которых через вып-
рямители В подается на управляющие электроды. Система уп-
равления тиристорами смонтирована в отдельном шкафу, распо-
ложенном в том же вагоне, что и фазы агрегата. Полуфазы
инвертора размещены в крытом вагоне, охлаждение их принуди-
212
тельное воздушное. Наличие потока охлаждающего воздуха
контролируют ветровые реле. Полуфазы используют также для
стационарных инверторов, устанавливаемых непосредственно на
тяговых подстанциях. В агрегате, выполненном по схеме две об-
ратные звезды с уравнительным реактором, полуфазы соединя-
ют последовательно, а по мостовой схеме — параллельно.
Инверторный агрегат на тиристорах имеет следующие защи-
ты: максимальную с выдержкой времени, токовую обратной по-
следовательности, газовую со стороны переменного тока и быст-
родействующие выключатели со стороны постоянного тока. Кроме
того, на инверторах могут быть установлены защита от по-
падания потенциала на нейтральный каркас полуфазы, схемы сиг-
нализации о пробое вентилей и небалансе токов по столбам ти-
ристоров полуфаз. Защита от попадания потенциала на нейт-
ральный каркас (реле Рн и ограничивающий резистор R сопро-
тивлением 500 кОм, включенные между каркасом полуфазы и
землей) отключает агрегат при нарушении изоляции фазы.
Полуфаза разделена на три зоны контроля состояния после-
довательно соединенных тиристоров: первая — включает пять,
вторая и третья — по четыре последовательно соединенных ти-
ристора. В случае пробоя одного из тиристоров на выходе схе-
мы защиты появляется напряжение, которое вызывает срабаты-
вание реле.
При подаче на тиристоры импульсов управления вследствие
транзисторного эффекта на их выводах анод-катод возникают
э. д.с., зависящие от технологических параметров тиристоров и
имеющие значительный разброс. Поэтому в момент подачи им-
пульсов управления возможно ложное срабатывание защиты от
пробоя, вызванное появлением токов небаланса под действием
наведенных э. д. с. Для исключения этого предусмотрено специ-
альное устройство шунтирования реле на момент подачи импуль-
сов. Устройство состоит из динисторов, выпрямительного моста и
трех импульсных трансформаторов, включенных в цепь разряда
выходных блоков последовательно с индивидуальными трансфор-
маторами управления. При подаче импульсов управления на ти-
ристоры динисторы пробиваются и шунтируют обмотку реле.
Л дополнительным обмоткам fw3) делителей тока полуфаз
кдт! кдтг кдтз кд-и кдтз
Рис. 125. Схема сигнализации о небалансе токов нагрузки
по ветвям фазы
213
Схема сигнализации о небалансе токов (рис. 125) срабатыва-
ет при нарушении равномерного распределения тока нагрузки
по параллельно работающим столбам тиристоров полуфаз. В нор-
мальном режиме напряжение на реле РНТ, подаваемое с допол-
нительных обмоток делителей тока ДТ через выпрямители BI-
BS, не превышает 0,7 В. В случае нарушения равномерного рас-
пределения тока напряжение па реле возрастает до 4—6 В, вы-
зывая его срабатывание.
Эксплуатация инверторного агрегата подтвердила его высо-
кую надежность, однако выявилась недостаточно устойчивая ра-
бота защит от пробоя вентилей и нарушения небаланса тока, ко-
торые из-за частых ложных срабатываний на большинстве ин-
верторов были отключены.
Выпрямительно-инверторный агрегат ВИПЭ-1. Этот агрегат
выполнен на тиристорах, предназначен для электрифицирован-
ных железных дорог постоянного тока, рассчитан на максималь-
ное напряжение 4000 В в режиме выпрямления и инвертирова-
ния и длительный ток 2000 А в обоих режимах. Номинальное
напряжение в режиме выпрямления 3300 В, в режиме инвертиро-
вания пределы изменения напряжения на шинах подстанции
3300—3600 В. Допустимая перегрузка по току в обоих режимах
3600 А в течение 15 мин при скорости охлаждающего воздуха
10 м/с. Расчетный к. п. д. 98,8%.
Переход из режима в режим у ВИПЭ-1 на стороне перемен-
ного тока осуществляется переключением групп тиристоров, а на
стороне постоянного тока — быстродействующими выключателя-
ми при помощи датчика переключения режимов ДПР.
Агрегат выполнен по схеме две обратные звезды с уравни-
тельным реактором и предназначен для подключения к трансфор-
маторам ТДРУ-20000/10Ж, ТДРУ-20000/35 с дросселем ДТД-
6300/35 для регулирования первичного напряжения или к двум
параллельно соединенным трансформаторам УТМРУ-6300/35
(ТМПУ-6300/35Ж) с одним вольтодобавочным трансформатором
УТМР-3500/35Ж.
ВИПЭ-1 (рис. 126) состоит из тягового трансформатора ТП,
шести шкафов (фаз) с тиристорами, подключенных к его вен-
тильным обмоткам, шести дросселей насыщения Дн2, двух поме-
хозащитных реакторов РП1 и РП2 типа РОСВ-2000, реактора
инвертора РИ типа РБФА-У-6500/3250 индуктивностью 11 мГ,
четырех БВ1—БВ4 быстродействующих выключателей АБ-2/4,
вентильного биполярного разрядника РБ2 типа РВБК-3,3 с ус-
тавкой срабатывания 8,5 кВ, шести разрядников РБ1 типа РБК-3
с уставкой срабатывания 12 кВ, включенных между выводами
вентильных обмоток и нулевым выводом трансформатора.
Между выводами вентильных обмоток и катодом подключены
контуры Да_кСа_к, состоящие из 18 последовательно-параллельно
включенных резисторов ПЭ-150 сопротивлением 240 Ом каждый
(общее сопротивление Да_к= 120 Ом) и конденсатора КМ-1-10
емкостью 0,47 мкФ.
214
Рис. 126. Силовая схема агрегата ВИПЭ-1
Для равномерного деления обратного напряжения между об-
щей, инверторной и выпрямительной группами тиристоров парал-
лельно общей группе каждой фазы подключены контуры Rl, С1
с параметрами 510 Ом (четыре последовательно-параллельно со-
единенных резистора ПЭВ-75) и 0,22 мкФ (конденсатор К-41-1А,
16 кВ). В агрегате применены лавинные тиристоры ТЛ160—-6 с
напряжением лавинообразоваиия не менее 1000 В. В фазе 6 парал-
лельно соединенных тиристоров, в инверторной группе 9 последо-
вательно соединенных тиристоров, в выпрямительной группе 6
и в общей группе 15 тиристоров. Каждый тиристор шунтирован
резистором (ПЭВ-25, 6,2 кОм) и контуром RBCB (ПЭВ-25,
36 Ом; МБГЧ-1-2А-750 0,5 мкФ).
Делители тока установлены со стороны катода и включены
по схеме замкнутой цепочки.
Управляющие электроды и катоды тиристоров через выпрями-
тели по двухполупериодной схеме подключены ко вторичным об-
моткам импульсных трансформаторов. •
Для сигнализации о пробое тиристоров в фазе на каждую
группу из трех последовательно и шести параллельно соединен-
ных тиристоров предусмотрена схема, состоящая из резисторов
ПЭВ-25 сопротивлением 1,5 кОм, изолирующего трансформатора
и выпрямителя.
Конструктивно фазы преобразователя (тиристоры с охладите-
лями, шунтирующие элементы и RBCB, делители тока, им-
пульсные трансформаторы, схема сигнализации о пробое
тиристоров) размещены в отдельных шкафах. Внизу шкафа уста-
новлены панели зажимов, разъем для подключения к шкафу уп-
равления и т. п. В верхней части шкафа смонтированы выходные
блоки (каскады) системы управления, предназначенные для фор-
мирования мощных импульсов управления.
Все шесть фаз размещены на общем воздуховоде. Каждый
шкаф имеет воздушный канал, образованный радиаторами вен-
тилей и боковыми пластинами. Воздушные каналы гибкими пере-
ходами соединены с общим воздуховодом. Подсоединение венти-
лятора к общему воздуховоду выполняется также гибким пере-
ходом. На входах каналов охлаждения устанавливают ветровые
реле, контролирующие наличие и скорость потока охлаждающе-
го воздуха. Средняя скорость его должна быть не менее 10 м/с
при расходе воздуха на шкаф не менее 3500 м3/ч.
Система управления тиристорами агрегата конструктивно раз-
мещена в отдельном шкафу.
Агрегат снабжен защитой от токов перегрузок трансформа-
тора и преобразовательной секции, от токов к. з. при опрокиды-
вании, к. з. на шинах постоянного тока и различных к. з. на вы-
водах вентильных и сетевых обмоток трансформатора; агрегат
также оборудован газовой и земляной защитами.
Выпрямительно-инверторный агрегат ВИПЭ-2УЗ. Он выпус-
кается взамен ВИПЭ-1 и рассчитан в выпрямительном режиме
на номинальное напряжение 3300 В и номинальный ток 2500 А,
216
в инверторном режиме соответ-
ственно на 3200—3800 В и 1600 А.
Максимальное напряжение в
обоих режимах 4000 В. Ток пе-
регрузки допускается: 25% но-
минального продолжительностью
15 мин один раз в 2 ч, 50% про-
должительностью 2 мин один
раз в 1 ч, 100% продолжитель-
ностью 10 с один раз в 2 мин.
Длительный расчетный ток ин-
вертора 2400 А.
Силовая схема ВИПЭ-2УЗ
(рис. 127) выполнена в виде
двух встречно включенных трех-
фазных мостов — тиристорного
моста инвертора и диодного мо-
ста выпрямителя. Оба моста по-
стоянно подключены к ответвле-
ниям вентильных обмоток пре-
образовательного трансформа-
тора ТДП-12500/10И-У1.
Выпрямитель или инвертор в
зависимости от режима работы,
который задается датчиком пе-
реключения, подключается к
шинам тяговой подстанции быст-
родействующими выключателями
БВ1, БВ2 или БВЗ, БВ4 типа
ВАБ-28-3000/30. Эти выключате-
ли одновременно обеспечивают
защиту агрегата при перегруз-
ках, к. з. и опрокидываниях.
Для защиты преобразователя
от перенапряжений со стороны
Рис. 127. Схема выпрямительно-
инверторного агрегата ВИПЭ-2УЗ
контактной сети применены вен-
тильные биполярные разрядники
РБ2 и РБЗ типа РВБК-3,3, вклю-
ченные на входе инвертора и вы-
ходе выпрямителя. Ограничение внутренних и внешних коммута-
ционных перенапряжений достигается установкой разрядников
РБ типа РБК-3, включенных на междуфазное напряжение.
Реакторы РП1 и РП2 типа РОСВ-2000 предназначены для ог-
раничения уровня радиопомех. Для перевода агрегата ВИПЭ-2УЗ
в непереключаемый режим реактор РБФАУ-6500/3250 делят на
два блока РИ1 и РИ2: один включают в плюсовой, а второй —
в минусовый выводы инверторной преобразовательной секции.
Эти блоки или монтируют в разных местах или, по опыту Южно-
Уральской дороги, устанавливают один на другой так, чтобы
217
В шкаф упраВления
В шкаф управления
Рис, 128. Схема фазы агрегата ВИПЭ-2УЗ
токи через них были направлены одинаково. Блоки относительно
земли и один относительно другого изолируют.
Выпрямительная (выпрямитель ПВЭ-ЗМ) и инверторная пре-
образовательные секции агрегата ВИПЭ-2УЗ размещены в четы-
рех шкафах, расположенных на подставке. Кроме того, имеется
шкаф с разрядниками РБК-3.
В шкафу инвертора размещены две фазы или два плеча мос-
та. Фазы инвертора (рис. 128) выполнены на тиристорах
ТД320-12 с повышенными динамическими характеристиками. Они
содержат 6 параллельно и 10 последовательно соединенных ти-
ристоров. Тиристоры в параллельных ветвях объединены при по-
мощи резисторов связи Rc = Ю Ом в группы по три штуки. Каж-
дая группа тиристоров шунтирована резистором 7?ш=12 кОм и
контуром RBCB (Rb—20 Ом, 08=1 мкФ). Для снятия коммута-
ционных перенапряжений каждая фаза инвертора зашунтирова-
на общим контуром Да-кСа-к с параметрами Ra.K =120 Ом,
Са-к =0,47 мкФ.
Равномерное деление тока между параллельными столбами
в фазах обеспечивается индуктивными делителями тока ДТ,
включенными по схеме замкнутой цепочки: они позволяют ком-
пенсировать разность прямых падений напряжений последова-
тельных цепей тиристоров. Небаланс токов в параллельно сое-
диненных столбах фазы менее 1 %
Контроль целостности, тиристоров осуществляется с помощью
трансформаторных датчиков пробоя, напряжение с которых че-
рез выпрямители подается в систему управления. Нарушение про-
водимости параллельных ветвей фазы фиксируется дополнитель-
ными обмотками на делителях тока, как и в передвижном инвер-
торе (см. рис. 125). Напряжение с этих обмоток после выпрямле-
ния подается в систему управления.
Система управления ВИПЭ-2УЗ обеспечивает импульсно-фа-
зовое управление тиристорами, контроль, защиту и сигнализацию'
о работе преобразователя, получение горизонтальных и падаю-
щих внешних характеристик инвертора. Конструктивно система
управления размещена в двух шкафах: управления (ШУ) и
выходных каскадов (ШВК) (см. главу IV). Параметры импуль-
сов управления: амплитуда 2,4—2,8 А, крутизна 0,25—0,4А/мкс,
общая продолжительность более 10°, несимметрия импульсов уп-
равления ± 1°.
Выпрямительно-инверторный агрегат ВИПЭ-2УЗ может рабо-
тать в режиме без переключения коммутационными аппаратами,
что особенно важно для тяговых подстанций с большим числом
его переключений в течение суток. С 1978 г. Таллинский элек-
тротехнический завод выпускает выпрямительно-инверторные аг-
регаты ВИП-2УЗ по трехфазной мостовой схеме и схеме две об-
ратные звезды с уравнительным реактором. Отдельные узлы и
элементы агрегатов унифицированы. Фаза преобразовательной
секции инвертора по схеме две обратные звезды с уравнитель-
ным реактором имеет 12 последовательно и 4 параллельно сое-
219
Запрет пода - 31 _2Т
5) Переход 6 выпрямитель- Переход б инвертор-
ный режим ный режим
31
33 чи импульсов
(на вход В К)
33 3* 36 I—LI—I
Дн
эг-
33
______П1 и
------О—-О—»• ПН
И
Р1 35
К 37
Запрет конт-Эб~
. импуль-bg—
(на вход вход
>1 \ вход
л-.... \ _^ВКИ_
Pi
37 38
В В
(РегулированиеJ3)uy и-------
Рис. 129. Функциональная схема включения и отключения импульсов управле-
ния (а) и временная диаграмма ее работы (б)
диненных тиристора Т15-200 14 класса. К параллельно соеди-
ненным тиристорам через резисторы связи ПЭВ-25 сопротивле-
нием 10 Ом подключены контуры RBCB (резистор ПЭВ-50, 20 Ом,
конденсатор МБГЧ1-1 1000 В, 1 мкФ) и шунтирующие резисторы
ПЭВ-50, 12 кОм. Между анодом и катодом включены контуры RC.
Шкаф управления такой же, как у инверторов, выполненных по
трехфазной мостовой схеме.
Выпрямительно-инверторный агрегат с бесконтактным пере-
ключением режимов. Агрегат разработан ЦНИИ МПС и Южно-
Уральской дорогой. Силовая схема его аналогична силовой схеме
непереключаемого выпрямительно-инверторного агрегата, выпол-
ненного на базе ВИПЭ-2УЗ (см. рис. 127).
В инверторный режим агрегат переводится подачей, а в выпря-
мительный — снятием импульсов управления. Импульсы управле-
ния могут быть сняты с тиристоров инвертора в режиме прерыви-
стого тока. Поэтому снятие этих импульсов осуществляется ври
сбросе нагрузки и автоматическом уменьшении угла опереже-
ния р.
Схема включения и отключения импульсов (рис. 129, а) со-
держит два пороговых элемента 31, 32, логический элемент
ИЛИ—НЕ (33), элементы задержки 34, 35, 37; усилители 36;
38, реле Р1. Схема имеет два входа: на вход порогового элемента
31 подается напряжение от датчика тока ДТ инвертора, на вход
32 — напряжение от датчика напряжения ДН. Верхний и нижний
пороги срабатывания 31 соответствуют постоянному току инвер-
тора 200 и 140 А; пороги срабатывания 32 соответствуют напря-
жению 3,8 и 3,75 кВ на шинах подстанции.
220
При работе агрегата в инверторном режиме реле Р1 обесточе-
но и его контакт замыкает цепь обратной связи системы стабили-
зации напряжения. Через отпайки инверторных Ьбмоток преобра-
зовательного трансформатора проходит инвертируемый ток, конт-
ролируемый датчиком тока ДТ. При этом на выходе порогового
элемента Э1 имеется сигнал (—12 В), а на выходах элементов
ЭЗ, Э4 и Э5 сигнал отсутствует (0). Запрет на выдачу импульсов
на входе блока команд БД снят; на выходе усилителя Э6 имеется
сигнал (—12 В) и катушка реле Р1 не обтекается током, а на вы-
ходе усилителя Э8, который включен через элемент задержки Э7,
сигнала нет (0) и запрещающий сигнал на входе блока контроля
импульсов БДИ отсутствует (рис. 129, б). Так как система авто-
матического регулирования напряжения поддерживает противо-
э. д. с. инвертора (Лгн<3,75 кВ, подключенный к датчику напря-
жения ДН пороговый элемент Э2 не срабатывает и на его выходе
сигнала нет.
Схема находится в таком состоянии до тех пор, пока ток инвер-
тора не станет меньше 140 А. После этого на выходе порогового
элемента Э1, подключенного к датчику тока ДТ, сигнал исчезнет
(0), а на выходе ЭЗ появится сигнал, который через Д/г=5 с воз-
никнет на выходе Э4. После этого сигнал на выходе элемента Э6
исчезнет (0) и реле Р1 сработает. На выходе Э7 сигнала нет (0)
и поэтому на выходе Э8 имеется сигнал (—12 В) запрета контро-
ля импульсов. Спустя Д/з=2 с, на выходе элемента Э5 появится
сигнал, запрещающий подачу импульсов, и импульсы снимаются.
После срабатывания реле Р1 его контакт разрывает цепь обрат-
ной связи и угол опережения инвертора в течение 1,5 с плавно
уменьшается до pmin= 10°. Таким образом, отключение импульсов
происходит при малом угле р, когда ток заведомо прерывистый.
Если за время Д/2+Д^з=7 с напряжение па шинах подстанции
увеличится до 3,8 кВ (сработает пороговый элемент 32) или ток
инвертора возрастет до 200 А (сработает Э1), схема снова вер-
нется в исходное состояние и снятия импульсов не произойдет.
Если нагрузка инвертора отсутствует (холостой ход или выпрями-
тельный режим), импульсы управления на тиристоры не подаются.
Когда начинается режим рекуперативного торможения на
электровозе и нет другого электровоза, потребляющего ток реку-
перации, напряжение в контактной сети поднимается выше 3,8 кВ
и срабатывает пороговый элемент Э2-, на его выходе появляется
сигнал, на выходах элементов ЭЗ, Э4 и Э5 сигналы исчезают, сни-
мается запрет с БД и подаются импульсы управления. При этом
pmin=10°. На выходе усилителя Э6 появляется сигнал, реле Р1
обесточивается и его контакт замыкает цепь обратной связи в си-
стеме стабилизации, угол р начинает плавно увеличиваться до
значения, при котором напряжение на шипах подстанции устанав-
ливается на уровне 3,6н-3,7 кВ. Через ДЛ = 0,1 с после срабаты-
вания элемента Э1 снимается запрет контроля наличия импульсов.
Переключение выпрямительно-инверторного агрегата из одно-
го режима в другой с помощью импульсов управления значитель-
221
по повышает его надежность. По данным эксплуатации, длитель-
ность простоя агрегата в ремонте при переводе его в бесконтакт-
ный режим переключения уменьшилась в несколько раз.
35. АГРЕГАТЫ С РЕГУЛИРОВАНИЕМ
ВЫПРЯМЛЕННОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Преобразовательные агрегаты с плавным бескон-
тактным регулированием напряжения тягового трансформатора.
При электрификации вновь строящихся железных дорог и усиле-
нии действующих участков в последние годы широкое применение
находят преобразовательные агрегаты с плавным бесконтактным
регулированием напряжения. Для таких агрегатов завод Урал-
электротяжмаш им. В. И. Ленина выпускает трансформаторы
(табл. 9) с дросселями насыщения (табл. 10), включаемыми в от-
пайки сетевых обмоток, что обеспечивает бесконтактное регули-
рование фазного напряжения от [72ф до 1,2 С/2ф. К трансформато-
рам ТДПУ-2000/10ЖУ1 или ТДПУ-20000/35 ЖУ1 подключают
выпрямители, собранные по схеме две обратные звезды с уравни-
тельным реактором (ПВЭ-3, ПВЭ-5АУ1) (рис. 130), а к трансфор-
матору ТДП-16000/10ЖУ1 — выпрямители по трехфазной мосто-
вой схеме (ПВЭ-ЗМ, ПВЭ-5АУ1). Напряжение можно регулиро-
вать в режимах выпрямления и инвертирования.
Таблица 9
Параметры Значения параметров трансформаторов с бесконтактным регулированием напряжения в режимах
ТДПУ-20000/10ЖУ1 ТДП-16000/10ЖУ1
Выпрямительный Инверторный Выпрямительный Инверторный
St1, кВ-А 14 300/11 900 8 920/— 13 300/11 600
Ui, кВ -/10,5+5% —/10,5±5%
U2^ t В 3 640/3 030 3 640/— 2 950/2 560 —/2 950
/2» А 924/924 577/— 1 510/1510 —/941
иа, в 3 760/3 230 -/- 3 720/3 210
Id,А 3 200/3 200 2 000/— 3 200/3 200 —/2 000
«к , % 6,7/8,4 4,2/— 7,62/7,56 —/4,73
А Рх , Вт 24 900/— 24 900/2 17 335/15 100 —/17 335
А Рк , Вт Потери мощности в 106 000/— 83 680/78 245 —/36 500
уравнительном реакто- ре, Вт: 1 400
в стали — — —
в меди 18 600 — —. —
«. % 1,2 — — —
Примечание. В числителе при выведенной регулировочной обмотке, в знаменателе—
при введенной.
222
Таблица 10
Наименование параметров дросселя насыщения ДТД-63Ю0/10 Значения параметров при соеди- нении сетевой обмотки трансфор- матора в
звезду 1 треугольник
Максимальная мощность рабочей обмотки, кВА 3132x2
Максимальное фазное напряжение обмотки, В, при
токе управления 7У =0 1 333 2 310
То же при /у —45 А 400 690
Максимальный ток рабочей обмотки, А 783 453
Максимальная мощность обмотки управления, кВт 10
Номинальный ток обмотки управления, А 45
Сопротивление обмотки управления, Ом 4,91
Потери холостого хода, Вт 17 600
Потери в меди, Вт 32 200
Регулирование напряжения осуществляется системой автома-
тики в зависимости от напряжения на шинах подстанции (датчик
напряжения ДН) и тока агрегата (датчик тока ДТ). Схема авто-
матики подпитки дросселей насыщения размещается в шкафу и
выполняется на магнитных усилителях (шкаф ШАУН) или тири-
Рис. 130. Схема преобразовательного агрегата с плавным бесконтактным
регулированием напряжения
223
сторах (ШАУНТ). Эксплуатационные испытания показали, что
точность поддержания заданного напряжения таким агрегатом не
ниже ±1 %.
От соотношения токов подмагничивания дросселей Дн1 и Дн2,
особенно при малых нагрузках, очень сильно зависят coscp! и
к. и. д. ц агрегата. При номинальной нагрузке выпрямительного
агрегата и характеристике, стабилизированной на уровне 3800 В,
т] = 97%, cos<pi»0,90.
Конденсаторы шкафов RC практически не имеют запаса по
мощности. С этим необходимо считаться при регулировании нап-
ряжения на преобразовательном трансформаторе, когда значи-
тельно искажается вторичное напряжение, возрастают ток и поте-
ри в конденсаторах контуров RC. Эти конденсаторы (КМ2-10, 5,26,
емкость 0,77 мкФ) с учето^м допустимой 10%-ной перегрузки по
напряжению имеют номинальную активную мощность около
100 Вт. Вторичное напряжение преобразовательных трансформа-
торов значительно отличается от синусоидального, поэтому общие
потери в конденсаторах зависят от состава высших гармоничес-
ких тока и равны сумме потерь от каждой гармоники:
k—п к—п
кР& = 2 — «>1 с 2 u'k tg
Й=1 Й=1
При плавном бесконтактном регулировании выпрямленного на-
пряжения токи и потери мощности в контурах RC зависят от
уровня его стабилизации. Для агрегата, выполненного по схеме
две обратные звезды с уравнительным реактором, они приведены
в табл. 11.
Преобразовательный агрегат ПВЭР с бесконтактным автома-
тическим регулированием выпрямленного напряжения. Выпрям-
ленное напряжение регулируется в пределах 3200—3800 В авто-
матически при изменениях тока нагрузки до 3000 А.
Агрегат (рис. 131) состоит из двух преобразовательных сек-
ций: па неуправляемых и управляемых вентилях. Преобразова-
тельная секция В типа ПВЭ-5АУ1 на неуправляемых вентилях
выполнена по схеме две обратные звезды с уравнительным реак-
тором; ее подключают или к одному трансформатору типа
ТМРУ-16000/101 (ТП1) или к двум трансформаторам типа
УТМРУ-6300/35. Преобразовательная секция ВИ на тиристорах
выполнена по трехфазной мостовой схеме и подключена к транс-
форматору ТМП-3200/10 (ТП2). Так как она может работать не
Таблица 11
Напряжение стабилизации, В Токи В контурах RC, А Потери активной мощности в конденсаторах, Вт
3550 4,5—6,2 82—113
3700 5,2-6,7 98—127
3800 5,5—7,3 107—142
224
только в выпрямительном,
но и в инверторном режи-
мах, в ее плюсовой и мину-
совой выводы включены по-
мехозащитные реакторы
РОСВ-1250 (по два парал-
лельно) или РОСВ-2000
(РП1 и Р/72/Чтобы умень-
шить влияние на линии свя-
зи, в цепи преобразователя
дополнительно установлен
реактор РФ типа РБФА-У-
6500/3250. Защита от пере-
напряжений осуществляется
разрядниками, включенны-
ми между выводами вен-
тильных обмоток и пулевым
выводом трансформатора (на
Рис. 131. Схема преобразовательного агре-
гата ПВЭР с регулированием выпрямленно-
го напряжения
схеме рис. 131 они не показаны).
Агрегат имеет естественное воздушное охлаждение, допустимые
перегрузки те же, что у УВК.Э-1.
Преобразовательная секция ВИ состоит из трех шкафов, в ко-
торых смонтировано 324 тиристора ТЛ200 8-го класса с напряже-
нием переключения не менее 1000 В. В фазе соединены три тири-
стора последовательно и 18 параллельно. Параллельно соединен-
ные тиристоры разделены па две группы (по девять в каждой).
Тиристоры внутри групп объединены резисторами связи и шунти-
рованы контурами RBCB (резистор ПЭВ-25-20 и конденсатор
МВГЧ-2Х750). Около каждого столба тиристоров на горизонталь-
ных панелях установлены импульсные трансформаторы системы
управления. Для равномерного распределения тока между тири-
сторами применены делители.
Схема сигнализации о пробое вентилей подобна аналогичной
схеме агрегата ВИПЭ-1. Трансформаторы сигнализации о про-
бое тиристоров установлены в нижней части шкафа на двух пане-
лях. Система автоматического управления обеспечивает стабили-
зированные уровни напряжения путем изменения угла регулиро-
вания тиристоров преобразовательной секции. Датчик напряже-
ния выдает сигнал в систему управления для стабилизации
внешней характеристики. Преобразователь имеет защиту, отклю-
чающую его при токах, превышающих допустимые, внутреннем
коротком замыкании, повреждении хотя бы одного тиристора.
Преобразовательный агрегат с магнитно-тиристорным регуля-
тором выпрямленного напряжения, разработанный ЛИИЖТом и
Октябрьской дорогой. Агрегат (рис. 132) состоит из преобразова-
тельного трансформатора ТП1 типа ТМРУ-16000/101, выпрямите-
ля В1 типа ПВЭ-3, вольтодобавочного трансформатора ТП2, ти-
ристорного регулятора напряжения РНТ и компенсационного
выпрямителя В2. Первичные обмотки трансформатора ТП2 под-
ключены к выводам вентильных обмоток одной из звезд транс-
225
Рис. 132. Схема преобразовательного агре-
гата с магнитно-тиристорным регулятором
напряжения
форматора ТП1 и через
группы соединенных встреч-
но тиристоров к его нуле-
вому выводу. Вторичные
обмотки трансформатора
ТП2 соединены последова-
тельно с вентильными об-
мотками трансформатора
ТП1. Выпрямитель В2 пи-
тается от обмоток транс-
форматора ТП2, соединен-
ных в треугольник.
Трансформатор ТП2 вы-
полнен на основе тягового
трансформатора типа ТМР-
3200/35 мощностью 1850
кВ-А. Первичные обмотки
его оставлены без измене-
ния, а из вторичных обра-
зовано шесть однофазных
вольтодобавочных обмоток
напряжением 503 В и три
компенсационных напряже-
нием 1750 В.
Тиристорный регулятор
РНТ содержит 216 тирис-
торов ТЛ160 8-го класса (s= 18, а=2); для его управления ис-
пользуется шкаф управления от ВИПЭ-1 или ВИПЭ-2УЗ. Охлаж-
дение регулятора воздушное принудительное, вентилятор с двига-
телем мощностью 1,8 кВт. Мостовой компенсационный выпрями-
тель имеет 54 вентиля ВЛ200 8-го класса (s=9, а=1).
Регулятор РНТ изменяет напряжение, подаваемое на транс-
форматор ТП2, и, следовательно, анодные напряжения выпрямите-
ля В1, равные сумме напряжений на вентильных обмотках ТП1
и вторичных обмотках ТП2. Система автоматического управления
регулирования воздействует на угол регулирования РНТ, опреде-
ляя фазу включения добавочного напряжения. Диапазон регули-
рования фазного напряжения от (Лф до 1,17 Когда тиристоры
регулятора РНТ закрыты, в анодные цепи выпрямителя вводится
индуктивность холостого хода трансформатора ТП2, что сущест-
венно ухудшает энергетические показатели агрегата и вызывает
появление значительных перенапряжений. Для исключения этого
явления служит выпрямитель В2, который работает только при
небольших нагрузках.
Преобразовательные агрегаты с магнитно-тиристорными регу-
ляторами работают на ряде подстанций Октябрьской дороги.
К недостаткам их можно отнести: относительно невысокий уро-
вень подъема выпрямленного напряжения, снижение мощности
агрегата вследствие подключения вольтодобавочного трансформа-
226
тора к преобразовательно-
му, повышенное влияние на
линии связи. Последнее
приводит к необходимости
включать дополнительный
реактор РФ (см. рис. 132)
в цепь агрегата.
Вольтодобавочный
агрегат со ступен-
чатым регулировани-
ем в ы п р! я м л е и н о r i о
напряжения. Агрегат
разработан ПКБ ЦЭ МПС
и ЦНИИ МПС и состо-
Рис. 133. Схема вольтодобавочного агре-
гата со ступенчатым регулированием вы-
прямленного напряжения
ит из трех преобразо-
вательных секций В1—ВЗ,
подсоединенных к трансфор-
матору (рис. 133). Каждая
секция выполнена по трехфазной мостовой схеме на неуправляе-
мых и управляемых вентилях и шунтирована диодами Дш1, Дш2
и ДшЗ. Выпрямленные напряжения Um", 2Um" и 4Um" на выхо-
дах секций соответственно равны 100, 200 и 400 В. Выбранное со-
отношение между ними (2П) позволяет увеличивать напряжение на
шинах подстанции от 100 до 700 В (ступенями по 100 В).
Агрегат обладает высокими технико-экономическими показа-
телями.
36. КОМПЕНСИРОВАННЫЕ
ВЫПРЯМИТЕЛЬНО-ИНВЕРТОРНЫЕ
АГРЕГАТЫ
Уральским отделением ЦНИИ МПС при участии
Свердловской дороги и Таллинского электротехнического завода
разработан компенсированный выпрямительно-инверторный агре-
гат по трехфазной мостовой схеме. Преобразовательный агрегат
на номинальный ток 2000 А мощностью 7 МВт (рис. 134, а) со-
держит два параллельно соединенных трансформатора типа
ТМР-5600/35спец. Его преобразовательная секция (ТИ, ТВ, ТО)
с дросселями насыщения (Дн2) представляет собой модификацию
преобразовательной секции выпрямительно-инверторного агрега-
та ВИПЭ-1. Инверторная группа ТИ содержит четыре, выпрями-
тельная группа ТВ — три и общая группа ТО — восемь последо-
вательно соединенных тиристоров ТЛ160 6—9-го классов. Число
параллельно соединенных тиристоров равно 12.
Защита агрегата от перенапряжений осуществляется разряд-
никами РБ1 типа РБК-3 с уставкой 6—7 кВ, биполярным разряд-
ником РБ2 типа РВБК-3,3 с пробивным напряжением 8,5 кВ и
контурами RC (7?= 15,4 Ом, С = 0,872 мкФ). С целью ограни-
чения радиопомех в цепь инвертора включены реакторы РП1 и
227
б)
Рис. 134. Схемы компенсированных выпрямительно-инверторного (а) и выпря-
мительного (б) агрегатов
РП2, каждый из которых состоит из двух параллельно соединен-
ных реакторов РОСВ-320 с результирующей индуктивностью
0,3 мГ. Реактор инвертора РИ типа РБФА-У-6500/3250 имеет ин-
дуктивность 11 мГ и рассчитан на ток 3250 А.
Для компенсации реактивной мощности служат конденсаторы
С1, включенные между выводами вентильных обмоток трансфор-
матора и преобразовательной секцией. В агрегате использованы
конденсаторы типа КСША-0,66-40 емкостью 292 мкФ с номи-
нальными напряжением 0,66 кВ и мощностью 40 квар. Общая
установленная мощность конденсаторов в трех фазах 3000 квар;
соединение конденсаторов в фазе параллельное.
Последовательное включение конденсаторов в цепь вентиль-
ных обмоток трансформатора, кроме компенсации реактивной
мощности, улучшает форму внешних характеристик, повышает
устойчивость инвертора при колебаниях нагрузки и снижениях
напряжения в питающей сети переменного тока. Практически
реализовать эти преимущества стало возможным благодаря
включению параллельно конденсаторам С1 однофазных насыща-
ющихся дросселей Дн1, которые ограничивают возникающие при
коротких замыканиях и опрокидываниях инвертора перенапря-
жения. При отсутствии насыщающихся дросселей амплитуды пе-
ренапряжений на конденсаторах могут в несколько раз превы-
22.8
шать амплитуды рабочих напряжений, что потребовало бы зна-
чительного увеличения мощности конденсаторов.
Сопротивление Хс последовательно включенных конденсаторов
С1 выбирается из условия обеспечения возможно большей устой-
чивости работы инвертора без завышения мощности конденсатор-
ной батареи. Для инверторных агрегатов тяговых подстанций вы-
бирают у=уХс1Х—1,54-1,7. Рассмотренный агрегат может ра-
ботать в компенсированном и некомпенсированном режимах.
В последнем случае разъединителями Р шунтируют батареи кон-
денсаторов С1.
Компенсированный агрегат может работать с неизменными
фазными напряжениями, поэтому отпадает необходимость в пе-
реключениях ответвлений вентильных обмоток трансформатора.
В работе остаются только группы тиристоров ТВ и ТО, а пере-
ключение из одного режима в другой осуществляется быстродей-
ствующими выключателями БВ1—БВ4 на стороне постоянного
тока. Начальный угол опережения инвертора устанавливается
около 20°, максимальный угол выбирается равным 30—33°. Цир-
куляционный ток между параллельно работающими выпрямите-
лями, выпрямленное напряжение которых снижено на 5%, и ин-
вертором составляет 20—30 А.
Энергетические показатели компенсированного инвертора луч-
ше, чем у некомпенсированного: cos tp повышается до 0,95, снижа-
ется в 2 раза и более реактивная мощность, уменьшается эквива-
лентное мешающее напряжение па выходе агрегата.
Компенсированный агрегат в выпрямительном режиме может
работать при а=0 и автоматическом регулировании угла а в сто-
рону опережения (угол а возрастает практически линейно с увели-
чением тока нагрузки). У компенсированного выпрямителя cos<p
повышается до 0,995, выпрямленное напряжение на его выходе
при изменениях тока нагрузки стабилизируется на определенном
уровне. Вследствие этого напряжение на шинах подстанции повы-
шается на несколько сотен вольт. Наличие последовательно вклю-
ченных конденсаторов, шунтированных насыщающимися дроссе-
лями, способствует уменьшению установившегося тока глухого
к. з. Вследствие естественного возрастания эквивалентного соп-
ротивления контуров к. з. благодаря насыщению дросселей Дн1
происходит самоограничение тока к. з. до значения, незначитель-
но превышающего максимальный допустимый рабочий ток.
В компенсированном выпрямительно-инверторном агрегате
потери мощности возрастают на величину потерь в конденсаторах,
равных 3,9—9,5 кВт при токах нагрузки 1200—2000 А.
Для неуправляемых компенсированных выпрямителей (рис.
134,6) в зависимости от мощности питающей системы переменно-
го тока параметр v= 1,64-1,8, причем наименьшее значение у со-
ответствует наибольшим, а наибольшее — наименьшим значениям
индуктивных сопротивлений питающей системы.
229
Глава VI
ОСОБЕННОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ
И ПУТИ ИХ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ
37. НАДЕЖНОСТЬ АГРЕГАТОВ И ВЕНТИЛЕЙ1
Под надежностью полупроводниковых агрегатов
следует понимать свойство их выполнять заданные функции, со-
храняя во времени значения установленных эксплуатационных по-
казателей в определенных пределах, соответствующих заданным
режимам и условиям использования,.технического обслуживания,
ремонтов, хранения и транспортирования. Для полупроводнико-
вых преобразовательных агрегатов основные показатели надеж-
ности выбирают по методике, согласно которой для каждого
технического устройства устанавливают шифр по таблице клас-
сификации и по нему находят номенклатуру нормируемых пока-
зателей надежности.
Шифр состоит из четырех цифр. Первая означает фактор кон-
структивного решения, т. е. является ли данное изделие перемон-
тируемым (1) или ремонтируемым (2). Вторая указывает на
принцип ограничения длительности эксплуатации. Для ремонти-
руемых изделий, к которым относятся преобразовательные агре-
гаты, это означает, что изделие эксплуатируется до первого от-
каза (1), до первого отказа или до достижения предельного со"7
стояния (2), до первого отказа или до окончания выполнения
требуемых функций (3), до достижения предельного состояния
(4) и пр. Третья цифра обозначает временной режим использова-
ния изделия: эксплуатируется оно в непрерывном (1), циклически
регулярном (2) или циклически нерегулярном (3) режимах. Фак-
торы последствий отказа характеризует четвертая цифра. По
этому признаку изделия делят в зависимости от того, какой фак-
тор доминирует при оценке функциональных последствий отказа.
Для ремонтируемых изделий к таким факторам относятся на-
личие отказа независимо от длительности простоя (1), выполне-
ние или невыполнение заданных функций в заданном объеме (2),
вынужденный простой (3), наличие отказа и вынужденный про-
стой (4) и пр.
Выпрямительный агрегат можно классифицировать как уст-
ройство ремонтируемое (2), эксплуатируемое до отказа или до
достижения предельного состояния (2) в циклически нерегуляр-
ном режиме (3) — циклы случайной длительности, причем доми-
нирующим фактором при оценке функциональных последствий
1 Параграф написан инженерами II. А. Перовой и Б. Н. Козловым.
230
служит факт выполнения или невыполнения изделием заданных
ему функций в заданном объеме (2). Шифр преобразовательного
агрегата будет 2232. Для такого преобразователя основной нор-
мируемый показатель надежности — вероятность безотказной
работы P(tp) за время 6>.
Полупроводниковый преобразовательный агрегат представля-
ет собой сложную систему, состоящую из совокупности элемен-
тов, взаимодействующих в процессе работы, в которой резервиру-
ются не все элементы, а лишь некоторые из них. Его рассматрива-
ют как систему с последовательно-параллельной, в смысле надеж-
ности, схемой соединения. Элемент '— это простейшая часть
системы. Понятия системы и элемента относительны: так в про-
цессе нахождения надежности системы электроснабжения преобра-
зовательный агрегат рассматривают как элемент.
Оценивая общий уровень надежности сложной системы, ее
расчленяют на ряд подсистем, не имеющих общих элементов, за-
тем рассчитывают надежность каждой подсистемы. Наиболее про-
стой является система с последовательным соединением элемен-
тов, в которой отказ хотя бы одного из них приводит к отказу все-
го соединения;при расчете надежности сложных систем соедине-
ние всех подсистем стараются свести именно к этой модели.
Для выпрямителей можно наметить следующие подсистемы,
отказ каждой из которых приводит к потере их работоспособно-
сти: фазы, разрядники, контуры RC, охлаждение. В управляемом
преобразователе появляется подсистема «устройство управле-
ния», также присоединенная последовательно. Если отказы лю-
бой из подсистем считать событиями независимыми, вероятность
безотказной работы за время tp всей системы (выпрямителя)
Рв (tp) = Рф (tp) Рр (tp) Pro (tp) Р™ (/₽), (103)
где ЛД/р), Pp(tp), Рrc (tp) и Рохл(^р) —вероятность безотказной ра-
боты за время tp соответственно фаз выпрямителя, разрядников,
контуров RC и охлаждения.
В свою очередь каждая подсистема — это множество элемен-
тов, которые удобно объединить в отдельные составляющие. Под-
система фаз состоит из шести одинаковых составляющих (фаз),
отказ каждой из которых ведет к отказу подсистемы в целом.
Считая отказы фаз событиями независимыми, получим
6
Рф(^р) = Пр/ф(<р) = 4(М, (104)
где рф(/р) — общая вероятность безотказной работы за время
/р фазы выпрямителя.
Аналогично для подсистемы разрядников
Пр
^р)=£Ргр(М = /р₽й>). (Ю5)
где рр(/р) — вероятность безотказной работы разрядника за
время (р; пр — число разрядников.
231
о oj 0.7 0.7 (1ft Л, ЙГ/’Д
Рис. 135. Зависимости объема испыта-
ний от ожидаемой интенсивности от-
казов вентилей
Для подсистемы контуров
RC вероятность безотказной
работы
PM = PjM, (106)
где ряс(^р) — вероятность
безотказной работы за время
/р одного контура RC, состоя-
щего из предохранителей, ре-
зисторов и конденсаторов;
q — число контуров RC, рав-
ное трем при включении их
между выводами вентильных
обмоток и шести—между ано-
дами и катодами групп венти-
лей.
• Подсистему охлаждения на
составляющие не разбиваем,
так как она общая для всего
выпрямителя.
Вычислить любую статис-
тическую характеристику мо-
жно, имея достаточный объем
информации, полученный на
основании испытания какого-
то чйсла устройств (рис. 135). Чтобы найти интенсивность отка-
зов с доверительной вероятностью, а, необходимо наблюдать не
менее чем за устройствами в течение определенного времени
/и- При ц<ли время наблюдения приходится увеличивать. Объем
испытаний представляет собой произведение па па время испы-
таний /и до получения фиксированного числа отказов т:
Пи1и = т7ког3,
где ко — ожидаемое значение интенсивности отказов; гя -- ко-
эффициент, зависящий от выбранной доверительной вероятности.
Такой метод определения объема испытаний справедлив в
случае экспоненциального распределения, обычно принимаемого
при многоэлементных схемах с большим временем работы.
Чтобы найти интенсивность отказов вентилей с а = 0,95, сле-
дует наблюдать, например, в течение года не менее чем за 175
выпрямителями УВКЭ-1 или 235 выпрямителями ПВЭ-3. В ре-
зультате длительных (около трех лет) наблюдений за 200 выпря-
мителями УВКЭ-1 выяснено, что максимальное значение интен-
сивности отказов вентилей Ав не превышает 0,3-10—6 1/ч. В табл.
12 приведены некоторые данные по отказам элементов полупро-
водниковых выпрямителей различных типов, полученные на осно-
вании анализа опыта эксплуатации.
232
Таблица 12
Значения показателей надежности элементов выпрямителей
Наименование повреж- денного элемента или параметра УВКЭ-1 ПВЭ-3 ПВКЕ-2 (БКВЕ)
Х.10- 6 1/4 х, io-6 1/4 Х,10~6 1/ч
Вентили: общий показатель 0,000721 0,136 0,000379 0,1024 0,000492 0,128
пробой 0,000211 0,0397 0,000195 0,0526 0,00031 0,0808
обрыв 0,0000733 0,0149 0,0000171 0,0046 — —
понижение обрат- ного сопротивле- ния 0,000263 0,049 0,000144 0,0387 0,0000776 0,0202
Контуры /?в Св 0,000243 0,0458 — — —
Шкаф RC 0,049 9,2 0,0306 8,4 — —
Разрядники 0,00108 0,2036 0,0138 3,801 — —
Система охлаждения 0,035 6,598 0,0170 4,686 • — —
Примечания 1. Здесь вероятность отказа, 2. Приведена интенсивность отказов X для
вентилей и контуров /?в Св и параметр потока отказов X для шкафов /?С, разрядников и системы
охлаждения.
Из табл. 12 видно, что наиболее часты повреждения шкафов
RC, разрядников и системы охлаждения. Отключение шкафов RC
повысило надежность выпрямителей УВКЭ-1. Увеличенные веро-
ятность и параметр потока отказов разрядников на выпрямите-
лях ПВЭ-3 объясняются повреждениями в основном роговых раз-
рядников, которые были в дальнейшем полностью заменены;
совершенствование устройств охлаждения и переход на естествен-
ное охлаждение повысят надежность выпрямителя. Влияние под-
систем разрядников и контуров RC на общую надежность преоб-
разователя связано с вероятностью появления больших амплитуд
перенапряжений при отказах этих подсистем, что, однако, не всег-
да вызывает отказ преобразователя и он может продолжать ра-
ботать, но с большей вероятностью повреждения при перенап-
ряжениях.
Причины повреждения вентилей весьма различны: разгерме-
тизация, пробои, разрушение паяных соединений внутри вентиля.
Наиболее часто встречающееся повреждение — пробой вентиля.
Пробитые вентили и вентили с пониженным обратным сопротив-
лением составляют 90% всех замененных. Обрывы приходятся на
10% всех повреждений вентилей. Обрывы часто отмечаются на
выпрямителях, у которых было заменено много вентилей
вследствие пробоя.
Для сопоставления можно привести данные о повреждениях
вентилей на зарубежных железных дорогах. На японских доро-
гах основной причиной выхода из строя вентилей в эксплуатации
служит возрастание обратного тока — у 70% отказавших вепти-
9—6015 233
Рис. 136. Диаграмма отказов вентилей 1
и кривая 2, поясняющая возникновения
отказов полупроводникового выпрямителя
лей. На подстанциях же-
лезных дорог Франции ве-
роятность выхода вентилей
из строя составляет 0,003.
На подстанциях Нидерлан-
дских железных дорог от-
мечено увеличение обратно-
го тока у 10% вентилей
после четырех лет работы.
У выпрямителей типа
РК-17/3,3 с естественным
охлаждением, применяемых
па железных дорогах ПНР,
вероятность выхода венти-
лей из строя равна 0,000321;
ежегодно у 0,015% всех ус-
тановленных вентилей ха-
рактеристики выходят за
допустимые пределы.
При расчете надежности
выпрямителя определяющее
значение имеет вероят-
ность безотказной работы фаз, в которых больше всего элементов
по сравнению с другими подсистемами. Надежность фаз опреде-
ляется в основном надежностью вентилей, так как отказы других
элементов (резисторов контуров /?ВСВ) происходят значитель-
но реже. Считая отказы фазы, вызванные пробоями и обрывами
вентилей, независимыми событиями, представим вероятность ее
безотказной работы в виде
Рф(^) = РфП(^)Рфо(/р), (107)
где Рфп (tP) и Рф0 (iv) — вероятность соответственно пробоя и об-
рыва вентилей фазы.
Пробой вентиля произойдет, если напряжение, приложенное к
нему, превысит напряжение UB=Upac4/s, где (7расч — напряже-
ние, на которое рассчитана фаза. При пробое любого вентиля
в моменты —> tk (рис. 136) напряжение [/раСч скачкообразно
уменьшается на величину UB. Полный отказ выпрямителя не про-
изойдет, пока напряжение, выдерживаемое им, не станет меньше
определенного уровня U. Так как число последовательно соеди-
ненных вентилей в фазе выпрямителя рассчитывают из условия
возникновения перенапряжений, пробой некоторого их количест-
ва т из s последовательно соединенных практически не влияет на
работу выпрямителя в нормальных режимах. Тогда допустимое
количество отказавших вентилей
m^(Upac4~U):UB. (108)
Если отказ каждого вентиля — событие независимое и
qiv'kt, то вероятности появления различного числа отказавших
234
вентилей подсчитывают по формуле биноминального распреде-
ления:
QmiS = C™ qm ps~m , где р = \—q. (109)
По теореме сложения вероятностей можно определить вероят-
ность того, что за время /р повредится не менее чем т+1 вентилей
из s. Пусть повреждение m-j-1 последовательно соединенных вен-
тилей приводит к отказу фазы; вероятность этого события
a s
РфП(*р) = 1Ж(^р) = арвп(гр)=л £ Ci (Хвпгр/(1-Хвп/РГ‘\(110)
Вероятность безотказной работы фазы
Рфп (^р) =1 ффп (^р)- (Ш)
Обрыв хотя бы одного вентиля приводит к нарушению работы
столба и вероятность отказа вентилей по обрывам для одного
столба
Qbo (*р) = 2 Ci (Хв0 tp)1 (1 - хво (112)
/=1
где Хво — интенсивность отказов вентилей вследствие обрывов.
Так как принято, что отказ любого столба вентилей приводит
к отказу фазы выпрямителя, вероятность ее безотказной работы
обусловлена возможностью обрыва цепи вентиля
а
Рфо (М = п Рв0 (tP) = Раво (/₽) = [ 1 - QBо (tр)]а. (113)
Й=1
Такой подход к расчету надежности фазы выпрямителя —
простейший; при этом нс учитывается взаимное влияние вентилей
при их отказе. Подсчитанная по приведенным формулам вероят-
ность безотказной работы подсистемы фаз в течение года для
выпрямителя УВКЭ-1 равна 0,934, а для выпрямителя ПВЭ-3 —
0,985.
Работоспособность вентиля, как и любого элемента, зависит
от условий его работы. Связь между различными показателями,
характеризующими условия работы элемента и его работоспособ-
ностью, носит чаще всего корреляционный характер, т. е. прояв-
ляясь лишь в массе наблюдений, не всегда обнаруживается в от-
дельном случае. Это объясняется тем, что па выбранный показа-
тель работоспособности, кроме основной причины, влияние кото-
рой исследуется, действуют и многие другие. Поэтому очень
важно выявить критерий, наиболее просто и достаточно полно от-
ражающий особенности работы вентилей в условиях тяговых под-
станций. Основной показатель надежности — наработка на от-
каз. Точно определить наработку на отказ по фактическому вре-
мени работы агрегата трудно, особенно при наличии автоматичес-
кого включения резерва. Наработка на отказ по времени никак
не учитывает различную степень загрузки выпрямителей.
9* 235
Одним из основных показателей работы выпрямительных аг-
регатов является количество переработанной ими электроэнер-
гии, которое учитывается на всех тяговых подстанциях. Этот по-
казатель достаточно полно характеризует токовую и, следова-
тельно, тепловую нагрузку конкретного выпрямителя, за исклю-
чением ее цикличности. Рассчитанные по известным формулам
коэффициенты корреляции между отказами вентилей и време-
нем, прошедшим с начала работы выпрямителя, гтп= — 0,513, а
между отказами и переработанной электроэнергией гАп—— 0,593,
т. е. более сильной является связь отказов вентилей с количест-
вом переработанной электроэнергии. Следовательно, целесооб-
разно оценивать наработку на отказ по перерабатываемой выпря-
мителем электроэнергии; такой подход перспективен также для
выпрямителей тяговых подстанций, полностью автоматизирован-
ных, без дежурного персонала. Период приработки вентилей бу-
дет изменяться в пределах от нуля до 60 млн. кВт-ч.
Наработка полупроводникового ’выпрямителя изменяется
вследствие зависимости интенсивности отказов вентилей от со-
отношения приложенного и{ и рекомендуемого Up напряжений.
Пусть в процессе эксплуатации с частотой ®i возникают перенапря-
жения, имеющие амплитуду ы, и продолжительность т,-. При от-
сутствии перенапряжений интенсивность отказов вентиля K(t) =
= XH = cons't, в случае возникновения перенапряжения интенсив-
ность отказов вентиля скачкообразно увеличивается до Х(7) =
=X»=/x (ut/Up) и по истечении времени -г»вновь принимает перво-
начальное значение Хн. Интенсивность отказов вентиля 'k(t) мож-
но заменить некоторой эквивалентной постоянной интенсивностью
отказов
1 '
Хэкв = -,-
1 о
В эксплуатационных условиях наиболее важны характеристики
надежности за достаточно длительный период времени, для ко-
торого количество перенапряжений мало отличается от их мате-
матического ожидания ant, и замена реальной интенсивности от-
казов вентилей некоторым эквивалентом вполне правомерна.
Длительность перенапряжений во много раз меньше времени ра-
боты, и для дискретных значений и,- получим:
/ п \ п
X экв t === Хн I t <0/ txt j -|- 2 X/j
\ (=1 / J=1
n
Хэкв~ XH \i wt xt, (114)
j=i
Интенсивность отказов вентилей может быть выражена в
виде
\t=J\ [1 +6e(c-g)“‘/[/₽] . (115)
236
Наработку на отказ одно- Т
го столба вентилей определя-
ют, используя схему «гибе- '
m m
т — У 71—7П-------= У х OjS
Го( 7) экв>
0,7
X------р-------------------у- 0.6
(s—/) Хн + 2Л (
L /=i J; 0,5
(И6)
„ М
Перенапряжения заметно
влияют на наработку полу- о.з
проводникового выпрямителя,
снижая ее в отдельных слу- 02
чаях на несколько десятков
процентов. При одной и той же О!
наработке для выпрямителя с
большим числом s последова- о
тельно соединенных вентилей
допускается большее количест-
во отказавших вентилей (рис.
137). Чем меньше s, тем боль-
ше наработка выпрямителя до
момента достижения заданно-
го допустимого числа отказав-
ших вентилей.
Рис. 137. Наработка одного столба вен-
тилей выпрямителя до отказа опреде-
ленного их количества при ризных s
без учета перенапряжений (штриховые
линии) и с учетом их (сплошные):
/ — граница зоны катастрофических отка-
зов; 2 — то же условных отказов; 3 — то
же нормальной работы
Точки пересечения графиков наработки с границей (прямая
1) зоны катастрофических отказов определяют число вентилей,
после отказа которых дальнейшая эксплуатация выпрямителя
без замены поврежденных вентилей недопустима из-за большой
вероятности сквозного пробоя. Границу 2 зоны условных отказов
можно выбирать с учетом организации эксплуатации, но соответ-
ствующая ей наработка не должна превышать 70% наработки на
катастрофический отказ.
Оптимальное количество резервных вентилей можно опреде-
лить, например, следующим образом. Пусть за критерий опти-
мальности принят минимум приведенных расходов, в которые
входит стоимость дополнительного количества вентилей, ущерб,
вызванный отказами выпрямителя, и эксплуатационные затраты
на обслуживание. Стоимость дополнительных резервных венти-
лей m
С доп — 6^2/7?СВ,
(117)
где Св — стоимость одного вентиля, руб.
237
(Н8)
Ущерб из-за отказов полупроводникового выпрямителя в зависи-
мости от количества резервных вентилей
~ 6юХв ?ср гПп
120я/иУт1п
где тер — средняя длительность отказа, мин; 7min — минимальный
интервал между поездами, мин; Пп — приведенная стоимость 1 по-
ездо-ч простоя, руб.; a, z — коэффициенты, зависящие от разме-
ров движения. . -
Затраты на обслуживание СОбсл не зависят от количества ре-
зервных вентилей, так как они в большей степени определяются
организацией эксплуатационного обслуживания агрегатов. ~
нормативном сроке окупаемости капиталовложений 8 лет
жение для приведенных расходов, приходящихся на один
/7 = СдОП/(8-365) -ф- У -ф- Собел.
При
выра-
сутки:
(Н9)
Для нахождения минимума приведенных затрат продифферен-
цируем это уравнение и, приравняв полученное выражение ну-
лю, найдем
]/*2920sXB Тер z/7n: (120aJmin Св). (120)
В процессе эксплуатации полупроводниковых выпрямителей
необходимо заменять поврежденные вентили. Если считать, что
отказы вентилей распределяются по экспопенциональному зако-
ну, то и потребность в запасных вентилях может быть приближен-
но описана с помощью этого же закона. Средняя годовая потреб-
ность в запасных вентилях
«год = 6asXB t= 52 560asXB. (121)
Согласно общим положениям теории управления запасами в
случае равенства запасов вентилей средней годовой потребности
возможные случайные колебания спроса на них могут привести к
тому, что он будет удовлетворен лишь в 50% случаев. Если за-
пас вентилей <3пгод, вероятность дефицита вентилей составит лишь
5% потребности. Исходя из этого уровень запасов вентилей дол-
жен составлять не
менее 3«ГоД.
38.
состояния
ПРИБОРЫ ДЛЯ КОНТРОЛЯ
ВЕНТИЛЕЙ И ЭЛЕМЕНТОВ АГРЕГАТА 1
Наиболее часто причиной отказа вентилей являет-
ся перегрев, возникающий при нарушениях контакта внутри корпу-
са вентиля в результате плохой пайки или старения припоя, ког-
да из-за деформаций в нем появляются микротрещины, изменяет-
ся его структура и происходит разрушение припоя. У таких вен-
тилей повышается тепловое сопротивление, и они в большей
1 Параграф написан при участии ипж. Н. А. Перовой.
238
степени нагреваются. К перегреву вентиля приводит также ухуд-
шение контакта между ним и охладителем.
Перегревы нередко вызывают расплавление припоя вентиля.
Некоторые поврежденные вентили можно выявить по их внешнему
виду — наличию капель припоя. Возможны также шунтирование
кремниевой пластины вентиля расплавленным припоем и потери
контакта внутри вентиля. Иногда возникают прожоги корпуса вен-
тиля. Причиной потери работоспособности вентиля бывает и
разгерметизация корпуса, а также перекрытия по кромке кремни-
евой пластины.
К отказам вентилей приводит также перегрев отдельных уча-
стков поверхности полупроводниковой структуры, особенно при
больших токах (режим к. з.). Тепловой пробой характеризуется
тем, что вентиль начинает работать в критическом режиме, и до-
статочно малейшего повышения температуры, чтобы пробой про-
изошел. Обратная ветвь вольт-амперной характеристики при этом
имеет специфический вид, а повреждение вентиля может происхо-
дить при напряжениях, меньших рекомендуемого рабочего. Неко-
торые неисправные вентили (пробой) кратковременно выдержи-
вают рекомендуемое рабочее напряжение или близкое к нему без
заметного увеличения обратного тока. Но затем обратный ток
вентиля увеличивается скачком или постепенно. Эксперименты
подтверждают, что при подаче во время проверки напряжения, ни-
же рекомендуемого рабочего или повторяющегося, увеличивается
вероятность того, что потенциально ненадежный вентиль не бу-
дет обнаружен. Более совершенны методы проверки вентилей
путем неоднократной или достаточно длительной подачи напря-
жения, близкого к рекомендуемому рабочему.
Одной из мер повышения надежности преобразовательных аг-
регатов служит их периодическая
проверка с целью выявления и
замены неисправных элементов.
ПКБ ЦЭ МПС и ЦНИИ МПС
спроектирован комплект прибо-
ров для контроля состояния вен-
тилей — проверки распределения
тока между параллельными стол-
бами вентилей и распределения
напряжения между последова-
тельно соединенными вентилями,
обнаружения дефектных венти-
лей, неисправных шунтирующих
резисторов и контуров RBCB.
Основные элементы комплек-
та — измерительная штанга с го-
ловкой для проверки распределе-
ния напряжения, токоизмеритель-
ные клещи Ц91, прибор ПДВ-75
для определения дефектных вен-
Рис. 138. Измерительная головка
штанги для проверки распределения
напряжения
239
Рис. 139. Схемы проверки распределения об-
ратного напряжения (а) и измерительной го-
ловки (б):
Тр1 — ЛАТР-1М; Тр2 - - испытательный трансфор-
матор ОМ 1, 2/6
тилей и других элементов
фаз, два сварочных транс-
форматора ТДП-1 на-
пряжением 220 В, транс-
форматор ОМ-1,2/6, авто-
трансформатор ЛАТР-1М,
ампер-вольтметр АВО-
5М1, силовые и испыта-
тельные кабели. Все при-
боры, кроме трансформа-
торов, помещены в дере-
вянный ящик для удобст-
ва транспортировки.
Проверку распределе-
ния напряжения по по-
следовательно соединен-
ным вентилям осуществ-
ляют с помощью штанги
со специальной головкой
(рис. 138), измеритель-
ные щупы 1 и 2 которой
могут быть поставлены в
положения, соответствующие различным значениям напряжения.
При подаче на щупы головки напряжения 0,9 U' и менее за-
горается тиратрон Л1 (рис. 139,6), а при подаче 1,1 U' — тира-
трон Л2. Настройку на указанные напряжения производят резис-
торами R1 и R2 (выводы 3 расположены по обе стороны головки).
Напряжение U' может быть выбрано равным или рекомендуемо-
му рабочему или повторяющемуся напряжению.
Амплитудные значения испытательного напряжения для пре-
образовательных агрегатов с устройствами распределения напря-
жения даны в табл. 13.
Значения U приняты равными U' (360, 800, 1000 и 1200 В), на
которые настроена измерительная головка штанги; напряжение
Uucu — s U.
Испытания с подачей напряжения на фазу можно выполнять,
используя передвижную установку для испытания кабелей, при-
чем с целью уменьшения потребляемой мощности включают две
фазы выпрямителя встречно. Напряжение на группу вентилей
подают как от испытательной установки, так и от трансформато-
ра напряжения комплекта; при проверках выпрямителей с сиг-
нализацией о пробое вентилей, чтобы не повредить ее элементы,
напряжение подают на группу, состоящую из четного числа вен-
тилей. У преобразователей с естественным охлаждением, не имею-
щих резисторов Rm, распределение обратных напряжений прове-
ряют, подавая на вентиль (или их параллельный ряд, составлен-
ный при помощи перемычек) повторяющееся напряжение.
Перед работой проверяют штангу. Если срок испытания штан-
ги истек, ее подвергают высоковольтным испытаниям, приклады-
240
Таблица 13
Схема агрегата 3 Амплитуда испытательного напряжения
на вентилях и, В на фазе ^исп ’ КВ
20 360 7,20
18 360 6,48
14 360 5,04
Две обратные звезды с уравнительным 12 360 4,32
реактором 10 800 8,0
8 1000 (800) 8,0 (6,4)
6 1200 (1000) 7,2 (6,0)
9 360 3,24
8 360 2,88
7 360 2,58
Трехфазная мостовая 6 360 2,16
5 800 4,0
4 1000 (800) 4,0 (3,2)
3 1200 (1000) 3,6 (3,0)
вая действующее значение напряжения 40 кВ в течение 5 мин
между упором и местом, специально отмеченным на штанге. Рас-
пределение обратного напряжения между вентилями проверяют
в строгом соответствии с правилами техники безопасности. Пос-
ле окончания проверки и отключения напряжения специальной
штангой снимают остаточный заряд и преобразовательную уста-
новку заземляют.
Неисправные вентили, шун-
тирующие резисторы и резис-
торно-конденсаторные контуры
выявляют прибором ПДВ-75,
входящим в комплект и
состоящим из собственно при-
бора 1, смонтированного в ме-
таллическом корпусе, индика-
торных клещей 2, выносной
лампы 3 и выносной пристав-
ки 4, в которую входят сиг-
нальные лампы, переключате-
ли, кнопки запуска, вольтметр,
специальные щупы (рис. 140).
Питание прибора осущест-
вляется от источника постоян-
Рис. 140. Общий вид прибора ПДВ-75
241
Рис. 141. Принципиальная схема прибора ПДВ-75
кого тока напряжением 110 В или источника напряжения 9 В (на-
пример, элементы типа «Марс»). ПДВ-75 сконструирован на осно-
ве аналогичного прибора, разработанного ЦНИИ МПС для контро-
ля вентилей установок электроподвижного состава, с учетом осо-
бенностей работы в условиях тяговых подстанций.
Прибор ПДВ-75 (рис. 141) состоит из преобразователя (Т1,
Т2, Тр1), выпрямителя В1—В4, релаксационного генератора им-
пульсов напряжения (Р, Cl, Rl, R2), цепочки формирования им-
пульса (С2, R3, R4), сигнальных ламп (Л1 и JJ2).
Щупы прибора прикладывают к испытуемому ряду вентилей
и нажимают кнопку Кн1. При ее включении транзисторный пре-
образователь преобразует постоянное напряжение в переменное
частотой 800—1000 Гц, а трансформатор Тр1 повышает его до
400—450 В. Выпрямленное напряжение с моста В1—В4 подается
на конденсатор С1, который заряжается до напряжения пробоя ис-
крового промежутка Р (7/Пр —300-4-400 В). В момент пробоя Р на
выходе прибора появляется импульс напряжения 300—350 В, ко-
торый подается на щупы выносной головки. Зажигание лампы
Л2 свидетельствует об исправности всех вентилей параллельного
ряда (если не повреждены резистор 7?ш и конденсатор контура
RBCB), так как большая часть выходного напряжения прибора
прикладывается к сигнальной лампе Л2 и резистору R4, посколь-
ку его сопротивление более чем в 10 раз превышает сопротивле-
ние резистора R3. Если в ряду есть хотя бы один пробитый вен-
тиль (или конденсатор), резистор R4 будет им закорочен и почти
все выходное напряжение приложится к резистору R3 и лампе
Л1, которая загорится. При этой проверке переключа-
тель 77/ разомкнут, а контакты 2, 4 и 1, 3 переключателя П2
замкнуты. Чтобы найти, какой именно вентиль поврежден, резис-
тор R3 закорачивают переключателем П1, а специальные индика-
торные клещи К. И, входящие в комплект прибора ПДВ-75, наде-
вают на гибкие выводы вентилей и, когда по какому-либо из них
проходит ток, на вторичной обмотке Тр2 возникает импульс
242
напряжения и лампа ЛЗ, вмонтированная в клещи, начинает ми-
гать.
Контуры шунтирующие параллельные ряды вентилей,
проверяют после отыскания поврежденных вентилей. Подгото-
вительные операции те же, что и при проверке вентилей, но па-
раллельно конденсатору Св присоединяют выносную лампу Л4,
загорание которой свидетельствует об исправности цепочки.
Резисторы Дш проверяют в последнюю очередь. Переключа-
тель П1 может при этом находиться в любом положении, а пере-
ключатель П2 устанавливают в положение, при котором контак-
ты 6, 4 и 3, 5 замкнуты. В случае обрыва 7?ш вольтметр прибора
покажет полное напряжение НО В.
Для проверки распределения токов между столбами вентилей
к катодному и анодному выводам фазы подсоединяют два парал-
лельно включенных сварочных трансформатора Тр1 и Тр2 (рис.
142, а). Сияв защитные заземления, включают рубильник и ус-
танавливают, вращая ручки регуляторов, испытательный ток
150—200 А, т. е. по 30—40 А в каждом столбе вентилей. Через
5—10 мин после прогрева вентилей отключают сварочный транс-
форматор и наощупь проверяют равномерность их нагрева.
Измеряют ток в начале и в конце каждого столба вентилей,
полученные результаты сравнивают. Разность токов, замеренных
в начале и в конце столба, не должна превышать ЗА. Если раз-
брос токов в отдельных столбах превышает 5% среднего, следует
проверить подбор вентилей по прямым падениям напряжения
(средний ток получают делением общего тока фазы на число
столбов).
Рис. 142. Схемы проверки распределения тока по столбам вентилей фазы (а)
и определения обрывов цени вентилей (б, в)
243
Рис. 143. Схема проверки элементов фазы агрегата (а); на-
пряжения на вентиле (б), а также между точками х1 и х2 в
случаях пробоя вентиля (в), соединения выводов резистора
Лш (г), пробоя конденсатора Св (д), увеличения сопротив-
ления RB (е) и соединения выводов /?в(ж)
Для определения исправности вентилей могут быть предложе-
ны и другие схемы. Например, неравномерность распределения
тока можно фиксировать на шунтах, присоединенных к средним
точкам фаз, милливольтметром постоянного тока V (рис. 142, б).
При обрыве цепи хотя бы одного вентиля значения падений на-
пряжения на шунтах различаются в 5—10 раз. "
В случае преобразователей с естественным охлаждением, не
имеющих резисторов связи, вместо шунтов могут быть примене-
ны конденсаторы. При этом нет необходимости в ограничиваю-
щем дросселе (рис. 142, в). Наличие напряжения на каком-ли-
бо конденсаторе С, измеренное вольтметром постоянного тока,
свидетельствует об обрыве цепи вентилей.
Основная задача проверки распределения обратного напряже-
ния между последовательно соединенными вентилями — выявле-
ние пробитых вентилей и неисправностей других элементов фазы.
Подавая импульсы обратного напряжения на фазу выпрямителя
или ее часть, можно контролировать исправность не только вен-
тилей, но и других элементов (рис. 143). Длительность передне-
го фронта испытательного импульса составляет несколько десят-
ков микросекунд, продолжительность самого импуЛьса — десятые
доли миллисекунды.
Контроль производится осциллографом, включенным в ди-
агональ моста (точки х1 и х2), плечи которого представляют со-
244
бой части делителя напряжения
R1—R2 фазы (см. рис. 143,а).
В случае исправности всех эле-
ментов импульса в диагонали
моста не будет. Наиболее на-
глядно изменение импульса при
различных повреждениях фа-
зы, если выходная емкость
импульсного генератора G
равна или больше входной ем-
кости фазы (Св/s). Характер
импульса на экране осцилло-
графа зависит от того, какой
элемент фазы, поврежден
(пис. 143, в—ж). Характер-
ные кривые импульсов позво-
ляют судить о повреждениях
элементов, а по знаку изме-
ренного напряжения можно
определить, в какой части
фазы произошло повреждение.
Для проверки тиристоров
и шунтирующих их элементов
собирают схему из двух по-
следовательно соединенных
трансформаторов ОСО-0,25,
220В/12В (Тр2 и ТрЗ) и авто-
трансформатором ЛАТР на
220 В 9А (Тр1) устанавлива-
вают на выходе необходимое
напряжение (рис. 144, а).
Выводы х1 и х2 кратковре-
менно подключают к анодам
и катодам тиристоров и наб-
людают форму напряжения
на экране осциллографа. При
Рис. 144. Схема проверки тиристо-
ров инвертора (а), а также кривые
испытательного напряжения (штри-
ховые) и напряжения на тиристорах
ТЛ при их проверке (сплошные)
(б—з):
б — нормальное состояние тиристора, рези-
стора и контура RqC в ; е — тиристор с
повышенной утечкой, уменьшенное сопротив-
ление повышенная емкость конденсатора
Св ; г — полная потеря управляемости — ти-
ристор работает как диод; д — пробой тирис*
тора или конденсатора Св ; е — снижение
anpi жения класса, открытие по аноду: ж и
—дефекты тиристоров
245
нормальном состоянии тиристора и подсоединенных к нему эле-
ментов амплитуда напряжения должна несколько уменьшиться
по сравнению с исходной — примерно на 10% (рис. 144, б). Зна-
чительное отклонение наблюдаемой формы напряжения от ис-
ходной указывает на наличие неисправностей (рис. 144, в—з).
Проверку распределения напряжения между тиристорами про-
изводят, отключив шкафы полуфаз от преобразовательных транс-
форматоров, при отсутствии на тиристорах импульсов управле-
ния, соблюдая правила техники безопасности.
Для проверки распределения напряжения между тиристорами
используют высоковольтный трансформатор ОМ-1,2/6, измери-
тельную изолирующую штангу, осциллограф с изолирующим
трансформатором. Нормально на тиристорах напряжение имеет
форму синусоиды, допустимые отклонения амплитуд напряжения
от их среднего значения +10%. Эта же норма относится и к из-
меренным действующим значениям напряжения на тиристорах,
например, с помощью штанги, оборудованной вольтметром пере-
менного тока.
39. КОНТРОЛЬ ТЕПЛОВОГО
СОПРОТИВЛЕНИЯ ВЕНТИЛЕЙ
Используемые на тяговых подстанциях штыревые
вентили имеют низкую циклостойкость. По имеющимся литера-
турным данным срок их службы 10—15 лет.
Для приблизительной оценки среднего количества циклов, ко-
торые вентиль выдерживает до отказа, в справочниках рекомен-
дована формула
АДоп=фЛ0“к, (122)
где ф и к — коэффициенты, зависящие от типа вентилей; А© —
перепад температуры полупроводниковой структуры при цикли-
ческом изменении нагрузки.
Расчеты по этой формуле дают достаточно точные значения
при повторяющихся одинаковых циклах нагрузки, вызывающих
один и тот же перепад температуры А0. Возможность примене-
ния формулы для условий тяговых подстанций, когда изменяется
пе только перепад температуры полупроводниковой структуры,
но и скорость нарастания и спада ее, не определена. Изменение
тока нагрузки при циклировании, а следовательно, перепада тем-
пературы в несколько раз приводит к изменению допустимого
числа циклов в десятки и сотни раз. Это свидетельствует о том,
что срок службы вентилей агрегатов тяговых подстанций может
меняться в широких пределах.
С ростом числа воздействующих на вентиль циклов ухудша-
ются его параметры: увеличиваются внутреннее установившееся
тепловое сопротивление (в несколько раз) и прямое падение на-
246
Рис. 145. Фотографии поверхностей вольфрамовых дисков вентилей с разными
значениями внутреннего установившегося теплового сопротивления (материалы
УО ЦНИИ)
пряжения. Последнее повышается на несколько процентов и толь-
ко к концу срока службы возрастает резко. Увеличение теплового
сопротивления со временем происходит вследствие ухудшения
контакта между кремниевой пластиной, вольфрамовым диском,
корпусом (рис. 145) и между кремниевой пластиной, вольфрамо-
вым диском, чашечкой, силовым гибким выводом. Это приводит
к ухудшению отвода тепла как в сторону охладителя, так и в
сторону силового вывода и к повышению эквивалентной темпера-
туры полупроводниковой структуры. За критерии циклической ус-
талости и старения вентилей принимают температуру полупро-
водниковой структуры &рП, внутреннее установившееся тепловое
сопротивление RB и прямое падение напряжения Д(/пр.
Величину ДПпр измеряют, пропуская через вентиль ток от ис-
точника низкого напряжения. Чтобы определить Д0рп, пропуска-
ют через вентиль ток в течение некоторого времени и оценивают
А0Рп косвенно по изменению термочувствительного параметра —
прямого падения напряжения от измерительного постоянного то-
ка 20—100 мА. Тепловое сопротивление RB подсчитывают на ос-
новании данных о А0рП и потерях мощности. При нагревании
вентиля силовым током I'de в течение 8—10 с общее переходное
тепловое сопротивление гт практически становится равным RB.
247
Так как
ТО
Д@рЛ'-'-Д/'\/вГт^Д£/Пр/(:/в /?в
/?в~ &Qpn/(&Uпр 4в).
Для измерения внутреннего установившегося теплового соп-
ротивления вентиля RB разработан ряд приборов. Так, Уральским
отделением ЦНИИ МПС изготовлен переносный прибор, пред-
назначенный для агрегатов тяговых подстанций. Прибор (рис.
146, а) состоит из следующих блоков:
силового, содержащего трансформатор Тр1, управляемый
выпрямитель Т1—Т2 и шунт с амперметром А1;
компенсации и измерения, включающего в себя источник из-
мерительного тока (обмотка w3 трансформатора Тр2, выпрями-
тель Д5—Д8, конденсатор С4, резисторы R5, R6, миллиамперметр
Рис. 146. Схема прибора для измерения внутреннего установившегося теп-
лового сопротивления диодов (а) и схема измерения этого сопротивления,
а также прямого падения напряжения вентилей с помощью синхронизи-
рующей приставки к цифровому вольтметру (б)
248
А2), схему компенсации прямого падения напряжения, вызыва-
емого измерительным током на холодном испытуемом вентиле
(обмотка w2, выпрямитель Д/—Д4, конденсаторы С2, СЗ, рези-
сторы R2—R4) и схему измерения (конденсатор С1, милливольт-
метр V2, вольтметр VI, элементы автоматики);
управления, содержащего схему управления силовыми тири-
сторами (обмотка w4, диоды Д9 и ДЮ, резисторы R7—R9),
электронное реле времени (обмотка w5, диоды Д11—Д14, конден-
саторы С5, С6, резисторы R10—R13, транзистор, электромагнит-
ное реле Р2) и схему запуска осциллографа (обмотка w6, диоды
Д15—Д18, конденсатор С7, резисторы R14, R15).
Измерение RB испытуемого вентиля Ди производится следую-
щим образом. Включив прибор в сеть и присоединив вентиль Ди,
потенциометром R5 устанавливают по миллиамперметру ток
20 мА. Установив ключ КД в положение «Компенсация» (по схе-
ме вправо), потенциометром R3 добиваются нулевого показания
милливольтметра V2. Ключ КД ставят в положение «Измерение»
(по схеме влево), при этом открывается транзистор. Реле Р2 воз-
буждается и его контакт 1Р2 замыкается, а контакты 2Р2 и ЗР2
размыкаются. При этом отключается милливольтметр V2, откры-
ваются тиристоры Т1 и Т2, конденсатор С7 начинает заряжаться.
Через Ди протекает'ток, который поддерживают равным 150 А.
Спустя 4,2 с транзистор закрывается, реле Р2 обесточивается,
разрывая своими контактами цепь силового тока и собирая схе-
му измерения. Наибольшее отклонение стрелки милливольтмет-
ра, отградуированного в единицах теплового сопротивления, по-
казывает переходное тепловое сопротивление гв испытуемого вен-
тиля, по которому подсчитывают RB. Для повышения точности
измерения, а также при градуировке шкалы милливольтметра
параллельно ему подключают к зажимам 3 и 4 вход осциллогра-
фа с запоминающей трубкой, который запускается в момент от-
ключения силового тока.
ЦНИИ МПС разработано устройство измерения теплового
сопротивления и прямого падения напряжения (рис. 146, б). Оно
состоит из источника 1 силового тока низкого напряжения (транс-
форматор Тр], вентиль Д1, шунт с амперметром), цифрового
вольтметра 2 (В7-16 или В7-10), синхронизирующей приставки 3
(резисторы R3, R4, R5 и R6, динистор ДЗ, конденсатор С1), под-
ключающей в определенные моменты времени цифровой вольт-
метр, источника измерительного тока 4 (резисторы R1 и R2, ста-
билитрон Д2, диод Д4), электромеханического секундомера С,
тиристора Т1 и изолирующего трансформатора Тр2.
Через испытуемый вентиль Ди пропускают импульсы однонап-
равленного тока, среднее значение которого составляет 130—150 А.
В бестоковые паузы через вентиль протекает измерительный ток,
значение которого практически постоянно благодаря стабилизации
напряжения, осуществляемой стабилитроном Д2, в цепи из последо-
вательно соединенных резистора R2, диода Д4 и вентиля Дн.
Для измерения прямого падения напряжения на вентиле от спло-
249
Рис. 147. Зависимости допустимо-
го значения внутреннего устано-
вившегося теплового сопротив-
ления вентилей от одноминутно-
го тока (а) и среднесуточного
количества переработанной элект-
роэнергии (б) При /?во+#о =
— 0,40°С/Вт; ДУпр = 0,95 +
+ 4,8-10-4 IdB
вого тока Д{/'Пр и в бестоковые паузы от измерительного тока At/
использован цифровой вольтметр. Прямое падение напряжения от
измерительного тока фиксируется в заданный момент после спа-
дания силового тока к нулю. Синхронизация осуществляется пода-
чей узкого импульса напряжения иа вход прибора. Этот импульс
появляется на резисторе R6 дифференцирующей цепи С1—R6 при
открытии диннстора ДЗ.
Момент подачи запускающего импульса можно изменять.
В схеме рис. 146, б измерительный ток равен 50 мА. При этом
токе, как установлено опытным путем, в среднем коэффициент
перехода от измеренной разности прямых падений напряжения к
превышению температуры A0pn равен 0,475°С/мВ.
Выбор критериев отбраковки вентилей связан с процессами,
сопровождающими их старение. Оценим допустимые значения
внутреннего установившегося теплового сопротивления [7?в] и
прямого падения напряжения [At/np], при которых эквивалент-
ная температура не превышает допустимой. За расчетные на-
грузки можно принять одноминутную /И1 и нагрузку большей дли-
тельности, наблюдаемые в течение суток интенсивного месяца,
при которых [0Рп].= 140°С, и одноминутную /Ис1 интенсивных су-
ток. Для режима нагрузки частота появления которой не-
большая, можно считать [©,,„] равной 160°С.
Если предположить, что АДпр в процессе эксплуатации не из-
меняется, то
-^ = 4^-’ (123)
г do
где APrfB = U0IdB + 3/?Л /§а = UQ 1,1/и1/(6й)+3/?д [1,1/и1/(6й)]2.
250
Значение [/?в] уменьшается с увеличением нагрузки /И1 и
уменьшением [А0Рп] (рис. 147, а).
Пользуясь зависимостью /И1 от Лсим и коэффициентами ким и
Кис, находят зависимости между [/?в] и среднесуточным расходом
электроэнергии Ас (рис. 147, б). Для этого строят зависимости
Лси, Лсим и Ас от одноминутной нагрузки /И1 суток интенсивного
месяца (см. рис. 147, а). Задаются температурой окружающей
среды 0с и находят [AGpn] = 140°—0С. Выбрав зависимость
[/?в] от/И1 для полученного значения [А0рп], задаются [/?в],
находят /и! и по ним определяют ЛСИм и Лс; полученным зависимо-
стям [/?в] от Ас соответствуют кривые 1 и 3 на рис. 147, б. Далее
для [А0рП] = 160° — 0с находят соответствующие данные [/?в]
токи /И1, такие же одноминутные токи, вызывающие такой же
нагрев полупроводниковой структуры, будут в интенсивные сутки
с ЛСи=Лсим- Зная Леи, определяют Лс и зависимости [7?в] от
Ас — кривые 2 и 4 на рис. 147, б.
Наименьшее допустимое тепловое сопротивление [/?в] полу-
чается в случае [039П]=16ООС при одноминутном токе интенсив-
ных суток — этот режим принимают за расчетный. Если за рас-
четный принять режим [0рп]= 140°С при /И1, то в интенсивные
сутки эквивалентная температура полупроводниковой структуры
вентиля с возросшим тепловым сопротивлением будет более 160°С
(в случае 0С=40°С она достигнет примерно 170°С). Таким обра-
зом, если значение внутреннего установившегося теплового соп-
ротивления вентиля не будет превышать [/?в] (кривые 2 и 4 на
рис. 147, б), эквивалентная температура полупроводниковой струк-
туры будет меньше 140°С при одноминутном токе суток интен-
сивного месяца и не более 160°С при одноминутном токе интен-
сивных суток. Когда среднесуточное количество переработанной
энергии больше 60—70 тыс. кВт-ч, возникает необходимость под-
ключать второй агрегат и значение [/?в] остается тем же, что и
для Лс=60-4-70 тыс. кВт-ч. При Лс<30 тыс. кВт-ч (таких под-
станций до 30%) тепловое сопротивление не надо нормировать,
так как сами по себе нагрузки ие столь велики и срок службы
вентилей значительно увеличивается; в этих условиях можно не
измерять тепловое сопротивление вентилей.
В случае применения на тяговых подстанциях устройств АВР,
имеющих невысокую уставку, или с датчиками температуры кор-
пуса вентилей возможно увеличить значения [/?в], вследствие чего
расширится круг подстанций, на которых нет необходимости из-
мерять тепловые сопротивления вентилей.
Практически в процессе старения вентилей изменяются Ra и
АС/Пр, влияющие на повышение температуры полупроводниковой
структуры. Поэтому критерий отбраковки вентилей должен
учитывать совместное действие внутреннего теплового сопротив-
ления и прямого падения напряжения. Измеряемое превышение
эквивалентной температуры полупроводниковой структуры над
температурой окружающей среды при прохождении через испы-
251
Рис. 148. Зависимости от силового тока
прямого падения напряжения иа вентилях
при 7?во + Ло = 0,40°С/Вт, измерительном токе
50 мА, [ Д0рп] = 12О°С
туемый вентиль сило-
вого тока
Д0р„ = О,475Д7/ =
=Ra
(124)
где A U-- разность пря-
мых падений напряжения
от измерительного тока
50 мА, замеренных при
температурах 0С и 0рл,
мВ; ЫРар --среднее зна-
чение прямого напряже-
ния за 0,01 с при про-
хождении через вентиль
тока /;в,В; I'da - сред-
нее значение силового
тока за период, А.
Величина Д(/ зависит
от RB и AUnp, поэтому
она и служит критерием
отбраковки вентилей.
Предельный ток нагрузки /н нагреет полупроводниковую струк-
туру вентиля до допустимой температуры, при этом
[Д0рл] — RT 1\Рп~(/?в + Rbo + Ro) tn At/пр. (125)
Так как
/?в^0,475Д7//(4вД/7пр)’
то
[Д0^]«/пД7/пр[О,475Д7//(^вД7/;р) + /?во + /?о|. (126)
Ток через вентиль при нагрузке, для которой устанавливаются
критерии отбраковки, изменяется от 90 до 160 А, а силовой
ток при измерениях — от 130 до 150 А, поэтому с точностью до
5% можно считать AUnpfvAU'np. Таким образом,
2,1 [Д0рл]«^-{[Д7/]+2,1 (/?в0 + 7?о) At/np 4в }• (127)
‘ds
Используя полученное уравнение, находят предельный ток вен-
тиля агрегата, замерив Д(7, ДСГ и I'dB Из уравнения (127) полу-
чают допустимое значение [ЛР], мВ, для заданного предельного
тока вентиля,
[At/] = 2,1 [Д0рл] 4в//п - 2,1 (/?во + Ro) AtAp 4в. (128)
252
Зависимости, приведенные на рис. 148, позволяют определить
значения [А(7], которые заключены между прямыми.
Например, при токе l’d0 — 140 А прямое падение напряжения
At7„p= 1,2 В (точка А, см. рис. 148). Если предельный ток вентиля
должен быть не менее 120 А, то допустимое значение прямого па-
дения напряжения от измерительного тока [Д£7] = 150 мВ (отре-
зок АВ). После отключения тока l'dB зафиксировано At/„3M = 80 мВ
(точка С), это означает, что предельный ток контролируемого вен-
тиля /п~160 А.
40. ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ
И МОДЕРНИЗАЦИИ АГРЕГАТОВ
Опыт эксплуатации позволяет уточнить принятые
при проектировании основные параметры преобразовательных аг-
регатов, упростить их схемы, уменьшить число элементов, повы-
сить технико-экономические показатели за счет снижения потерь
мощности в вентилях и расхода электроэнергии па охлаждение.
Выпущенные агрегаты УВКЭ-1 имеют завышенное число по-
следовательно соединенных вентилей В200. По техническим ус-
ловиям в этих агрегатах применены вентили, рассчитанные на
неповторяющееся напряжение С?11еп= 1400 В, поэтому при разряд-
никах РВМ-6 должно быть соединено последовательно 20 венти-
лей, а не 24 (с учетом одного запасного вентиля в столбе). Встре-
чаются агрегаты, в которых используются вентили более высоких
классов с [7пеп До 1750 В, для этих условий s можно уменьшить до
16. У агрегатов УВКЭ-1 по рекомендациям ЦНИИ МПС и его
Уральского отделения было уменьшено s до 20 и были отключе-
ны шкафы с резисторно-конденсаторными контурами, в результате
чего снизились потери электроэнергии. Кроме того, уменьшилось
число коммутационных операций при отключениях агрегата для
осмотра и ремонта или выведении его в резерв.
Еще ранее агрегаты УВКЭ-1 были переделаны Московской
дорогой: разрядники РВМ-6 заменены на разрядники РБК-3
(РРА-3), число последовательно соединенных вентилей уменьше-
но с 24 до 12, число параллельно соединенных увеличено с 5 до
10 и осуществлен переход от принудительного охлаждения к ес-
тественному. При этом предельный ток агрегата уменьшился до
2000 А при 0с=4О°С и до 2800 А при 0с = ЗО°С (соответствен-
но вместо 4000 А и 5300 А). Ведутся работы по уменьшению чис-
ла последовательно включенных s вентилей агрегатов ПВЭ-3, для
чего создаются разрядники без дугогашения.
В последние годы достигнуты определенные успехи в создании
силовых полупроводниковых приборов со специальными характе-
ристиками, например, тиристоров с улучшенными динамическими
и временными параметрами и др. Ведутся работы по значительно-
му увеличению номинальных напряжений приборов на основе
использования диффузионной и эпитаксиальной технологии. По-
253
Рис. 149. Прямые вольт-амперные ха-
рактеристики:
а — вентилей В8-250 (сплошная кривая)
и ВЛ200 (штриховая); б — вентилей В500
вышение номинальных токов
достигается благодаря приме-
нению структур бдлыпих диа-
метров и интенсификации
охлаждения.
Отечественная промыш-
ленность добилась значитель-
ных успехов в разработке и
внедрении в производство
унифицированных серий си-
ловых полупроводниковых
неуправляемых вентилей на
токи 320 и 500 А 30—50-го
классов, а также мощных
таблеточных тиристоров на
ток 500 А. Преимущества
вентилей таблеточной конст-
рукции, такие, как возмож-
ность изменения нормируе-
мого тока вследствие примене-
ния одно- и двустороннего охлаждения, повышение циклостойко-
сти, позволяют надеяться на то, что эти вентили заменят в бли-
жайшем будущем большинство штыревых силовых полупровод-
никовых приборов.
В преобразовательных агрегатах тяговых подстанций, напри-
мер, целесообразно использовать таблеточные вентили В8-250 и
В500. Усредненная вольт-амперная характеристика вентиля
В8-250 (рис. 149, а) незначительно отличается от характеристи-
ки вентиля ВЛ200, применяемого в преобразовательных агрега-
тах ПВЭ-3, ПВЭ-5, ПВКЕ. Прямое падение напряжения для вен-
тилей В500 (рис. 149, б) больше, чем для В8-250. Обратные ха-
рактеристики вентилей значительно изменяются при изменении
температуры 0рп (рис. 150). Однако измеренные токи /Обр мень-
ше указанных заводом, что позволяет увеличить расчетное сопро-
тивление резисторов /?ш.
Таблеточные полупроводниковые вентили, предназначенные
для принудительного воздушного охлаждения, можно использо-
вать в преобразовательных агрегатах с естественным воздушным
охлаждением, однако предельный ток вентилей должен быть сни-
жен. Наилучших результатов достигают при ступенчатом раз-
мещении вентилей в блоке, когда поток теплого воздуха нижнего
ряда почти не попадает на промежуточные и верхний ряды, что
позволяет снять большую нагрузку с вентиля. При ступенчатой
конструкции почти нет перепада температур между корпусами
вентилей нижнего и верхнего ряда и можно получить примерно
одинаковые нагрузки вентилей. Чтобы повысить нагрузочную
способность, можно еще установить дополнительные экраны или
покрасить охладители. Дополнительные экраны позволяют
снизить температуру всего на 3—4°С. Окраска охладителя способ-
254
а) г)
ствует более интенсивному отводу тепла от вентиля в окружаю-
щую среду и уменьшает температуру полупроводниковой струк-
туры на 8—10°С. Для улучшения отвода тепла можно устанав-
ливать воздуховоды. При их высоте 1—1,5 м и ступенчатой кон-
струкции блока ток вентиля В8-250 достигает 140—150 А
(А0„п=1ОО°С).
Как известно, нагрузка силового полупроводникового прибо-
ра определяется предельной мощностью, которая ограничивается
допустимой температурой структуры. Рабочая температура опре-
деляется физико-химическими свойствами материалов, использу-
емых при изготовлении прибора, и в первую очередь свойствами
255
полупроводникового материала. В чистых материалах допусти-
мая температура ограничивается током насыщения, быстро рас-
тущим с повышением температуры; так, при 220°С для германи-
евых и 370°С для кремниевых приборов наступает лавинно-тепло-
вой пробой. Одним из возможных путей повышения допустимой
мощности приборов, а следовательно, и допустимого тока явля-
ется увеличение температуры структур, изготовленных на основе
некоторых перспективных материалов, таких, как арсенид галия,
фосфид галия, карбид кремния, алмаз. Предельные температуры
переходов па основе этих материалов находятся в диапазоне
470—1700°С. Меньшее совершенство структуры и чистота про-
мышленного арсенида галия снижают предельную температуру
по сравнению с теоретической (470°С) приблизительно до 350—
400°С. Однако полученные образцы приборов на его основе поз-
воляют надеяться на значительное увеличение допустимых токов
при одновременном уменьшении массы и габаритов.
Другой путь увеличения допустимой мощности — уменьшение
теплового сопротивления системы силовой полупроводниковый
прибор—охладитель—окружающая среда. Один из возможных
путей снижения теплового сопротивления прибора — применение
переходов с развитой периферией, приближение структуры к
теплоотводу. Тепловое сопротивление охладителя зависит от теп-
лопроводности материала, из которого он изготовлен, и его конст-
рукции. Для изготовления охладителя, как правило, используют
медь и алюминиевые сплавы, последние чаще, несмотря на по-
ниженное значение их теплопроводности (180 Вт/м-°С) посрав-
ненню с медью (385 Вт/м-°С). С целью увеличения теплового по-
тока от охладителя в окружающую среду применяют поверхности
с ребрами различной конфигурации и используют в качестве ок-
ружающей среды различные вещества с повышенными коэффи-
циентами теплопроводности (вода, трансформаторное масло,
фреон). Коэффициенты теплопередачи при принудительном дви-
жении трансформаторного масла в 4—5 раз и воды в 50—100 раз
больше, чем в воздухе.
Начаты работы по использованию испарительно-воздушного
охлаждения. Возникла необходимость в разработке серии охла-
дителей, конструкция и технологическое изготовление которых
обеспечат их массовый выпуск. Для изготовления горячим прес-
сованием (экструзией) с технологически приемлемыми размера-
ми профиля разработан параметрический ряд охладителей. При
использовании профиля в качестве охладителя представляется
возможным подобрать тепловое сопротивление последнего, изме-
няя его длину, для конкретных условий эксплуатации.
В преобразовательных агрегатах на вентилях высоких клас-
сов применяют для распределения напряжения шунтирующие ре-
зисторы и резисторно-конденсаторные контуры, а также лавин-
ные вентили или керамические резисторы. Первая схема широко
проверена в условиях эксплуатации и вполне себя оправдала. Ее
предпочтительнее использовать при модернизации существующих
256
преобразовательных агрегатов па пелавинпых вентилях. При мо-
дернизации и разработке новых преобразовательных агрегатов
возможно применение для распределения напряжения лавинных
вентилей или керамических резисторов.
Применение вентилей высоких классов усложняет устройства
распределения напряжения, которые приходится рассчитывать на
рабочее напряжение несколько киловольт. При этом могут воз-
расти потери электроэнергии и габаритные размеры этих уст-
ройств. Чтобы этого не произошло, увеличивают сопротивление
резисторов Rm и уменьшают емкость конденсаторов контуров
/?ВСВ, подсоединяемых параллельно вентилям.
Шунтирующие резисторы /?ш и контуры RBCB и RC по-разному
влияют на распределение обратного напряжения между вентиля-
ми. Подключение резисторов Rm при отсоединенных контурах RC
и RBCB приводит к неравномерному распределению восстанавли-
вающего напряжения, но обеспечивает удовлетворительное распре-
деление обратного напряжения между вентилями через 100—200 мкс.
Подключение контуров RC при отсоединенных резисторах /?ш и
контурах RBCB не обеспечивает равномерного распределения на-
пряжения. Восстанавливающееся обратное напряжение распре-
деляется неравномерно, особенно в течение первых 100—150 мкс.
Максимальные значения обратного напряжения в различные мо-
менты времени распределяются также по-разному. Резисторы
Rm и контуры RC (контуры RBCB отсоединены) обеспечивают
равномерное распределение восстанавливающегося обратного на-
пряжения и его амплитуды в пределах ±10% среднего значения.
При падении на группу вентилей волны перенапряжения с
крутым фронтом основная доля фронта приходится на тот вен-
тиль, на который непосредственно падает волна перенапряжения.
Лишь при шунтировании каждого вентиля контуром RBCB и на-
личии резистора Rm обеспечивается равномерное распределение
волны перенапряжения между вентилями. Вполне удовлетвори-
тельное распределение волны перенапряжения происходит при
Св — 0,025±0,05 мкФ и /?в = 20±40 Ом.
Таким образом, с помощью общих контуров RC, подключае-
мых к преобразовательному трансформатору, и резисторов Rm
можно обеспечить только равномерное распределение рабочего
обратного напряжения между последовательно соединенными
вентилями; распределение возникающих перенапряжений с кру-
тым фронтом обеспечивается подключением контуров RBCB
параллельно вентилям. Вместо контуров RBCB возможно исполь-
зование керамических резисторов с высоким коэффициентом не-
линейности, выполненных на основе окиси цинка. Нелинейность
этих резисторов близка к нелинейности кремниевых ограничите-
лей, а выдерживаемые импульсные перегрузки во много раз
больше.
Выбор параметров шунтирующих устройств производится с
учетом допустимой неравномерности распределения напряжения
между вентилями. В случае применения вентилей высоких клас-
257
сов неравномерность распределения напряжения фактически мо-
жет значительно отличаться от обычно принимаемой ±10%. Так
как возможно допустить большую неравномерность распределе-
ния напряжения между вентилями высоких классов, сопротивле-
ние /?1П увеличивают до нескольких десятков тысяч ом (на один
вентиль).
Допустимую неравномерность распределения обратного напря-
жения или отклонение максимального обратного напряжения от
среднего находят как
«% [t/..enS :(i/p2 + £/иеп) - 1] Ю0%.
Изменение числа последовательно соединенных вентилей вы-
сокого класса существенно влияет па допустимую неравномер-
ность распределения обратного напряжения между ними. Напри-
мер, для схемы две обратные звезды,с уравнительным реактором
в случае применения вентилей 32-го класса и Up2= 18 кВ допусти-
мая неравномерность распределения обратного напряжения равна
3% при $ = 6, 19% при s = 7 и 36% при s = 8.
Применение вентилей на большие токи и обратные напряже-
ния позволит создать преобразовательные агрегаты повышенной
надежности, имеющие гораздо меньшие габариты и вес.
Наиболее экономична трехфазная мостовая схема. Перспек-
тивны двенадцатифазные агрегаты, позволяющие упростить сгла-
живающий фильтр и уменьшить влияния на питающую сис-
тему переменного тока.
Для модернизации существующих полупроводниковых выпря-
мительных агрегатов УВКЭ-1 и ПВЭ-3 наиболее целесообраз-
но использовать вентили с предельным током 250 А (В8-250), вы-
полненные на базе таблеточных В2-320 30-го класса и выше, со
стандартным десятиреберным охладителем. Равномерное распре-
деление напряжения между последовательно соединенными венти-
лями высоких классов может осуществляться в агрегатах УВКЭ-1
имеющимися резисторами Rm и контурами RBCB (рис. 151, а и
б). В случае модернизации агрегатов ПВЭ-3 возможно приме-
нять с этой целью резисторы 7?ш и вентили ВЛ200 (рис. 151, в).
Контуры RBCB и вентили ВЛ200 могут быть заменены керамиче-
скими резисторами с высоким коэффициентом нелинейности, ко-
торые одновременно будут выполнять функции устройств защиты
от перенапряжений (рис. 151, г). Вентили В200, ВЛ200 имеют
несколько меньшие прямые падения напряжения по сравнению с
вентилями В8-250. Однако число последовательно соединенных
вентилей В8-250 в преобразовательных агрегатах уменьшится
гораздо в большей степени, чем возрастет прямое падение на-
пряжения, поэтому потери мощности заметно уменьшатся.
Конструктивно первый модернизированный агрегат УВКЭ-1
(разработан ЦНИИ МПС и Свердловской дорогой) выполнен из
шести вентильных групп (шкафов); фаза имеет четыре парал-
258
Рис. 151. Схемы фаз агрегатов УВКЭ-1 (а, б) и ПВЭ-3 (в) после их модерни-
зации, а также фазы агрегата с делителем из керамических резисторов, имею-
щих высокий коэффициент нелинейности (г)
лельно и шесть последовательно соединенных вентилей В8-250,
30—32-го классов, общее число вентилей агрегата 144.
В центральной части шкафа установлено два блока по 12 вен-
тилей. Сопротивления связи 7?с сохранены, соединения между вен-
тилями выполнены шинами. Противоположно расположенные
блоки вместе с боковыми изоляционными панелями образуют воз-
духовод. Изоляционные панели с резисторами н контурами
/?вСв оставлены. В шкафу дополнительно смонтирован датчик,
сигнализирующий о неравномерном распределении тока по парал-
лельным столбам вентилей. Датчик представляет собой торо-
идальный трансформатор с одной вторичной обмоткой, через ок-
но его сердечника пропущены цепи параллельно соединенных че-
тырех столбов вентилей — две в одну сторону и две в другую.
При обрыве цепи какого-либо вентиля нарушается баланс магни-
тодвижущих сил и на вторичной обмотке появляется напряжение,
поступающее на вход схемы сигнализации. Имеющиеся резисто-
ры /?щ и контуры RBCe (их параметры /?шэ==4/?ш=6,4 кОм,
^вэ='/?в = 20 Ом, Свэ = Св/4 = 0,5 мкФ) обеспечивают равномерное
распределение напряжений между последовательно соединенными
вентилями даже при отключенном шкафе RC.
259
Преобразователь оборудован устройствами защиты и сигнали-
зации о пробое одного и двух вентилей, причем количество сиг-
нальных ламп уменьшено до трех на фазу. Для предотвра-
щения выхода из строя ламп параллельно им подключены резис-
торы 7? сопротивлением 1 кОм.
Высота воздуховода модернизированного преобразователя поч-
ти в 2 раза меньше, чем у преобразователя УВКЭ-1; скорость по-
тока воздуха в сечении фазы, наиболее удаленной от вентилято-
ра, равна 9,8 м/с. Ветровое реле осуществляет контроль потока
охлаждающего воздуха, а также не позволяет включать агрегат
при неработающем вентиляторе.
ПКБ ЦЭ МПС и ЦНИИ МПС выполнен проект модернизации
агрегатов УВКЭ-1 путем применения вентилей В8-250 от 24-го
класса и выше. Число групп последовательно соединенных вен-
тилей увеличено до 8. Для равномерного распределения напря-
жения между ними использованы также имеющиеся резисторы
7?ш и контуры /?ВСВ. Каждая группа'из четырех параллельно со-
единенных вентилей шунтирована тремя последовательно соеди-
ненными резисторами Лш по 1,6 кОм и контуром, состоящим из
трех последовательно соединенных конденсаторов Св емкостью по
2 мкФ и двух последовательно соединенных резисторов 7?в сопро-
тивлением 20 Ом каждый. По проекту предусмотрено централи-
зованное (па заводе) изготовление отдельных блоков вентилей,
изоляционных и крепежных деталей. Модернизация агрегатов
осуществляется на месте силами энергоучастков.
Вентили В8-250 можно использовать при переводе агрегата
УВКЭ-1 на естественное воздушное охлаждение. Число групп
или секций последовательно соединенных вентилей остается тем
же (зависит от класса вентилей и применяемых средств ограни-
чения перенапряжений), а число параллельно соединенных стол-
бов увеличивают с четырех до пяти. Охладители окрашивают
черной краской. Группы параллельно соединенных вентилей рас-
полагают по обе стороны центральной части шкафа. При 5 = 6
расстояние по вертикали между ними 250 мм, верхнюю секцию
смещают относительно двух нижних на 40—50 мм; п>ри s.= 8 рас-
стояние по вертикали между секциями 200—250 мм, две верхних
секции смещают относительно двух нижних на 40—50 мм. Сек-
ции параллельно соединенных вентилей крепят на боковых изоля-
ционных пластинах. Экраны между секциями и передние изоля-
ционные пластины не устанавливают. Панель с контурами
RsCr немного сдвигают, при необходимости смещают конденсато-
ры Св. Для свободного доступа воздуха внизу и вверху шкафа
фазы устанавливают металлические сетки. При s = 8 высоту фазы
увеличивают на 0,5—0,7 м. Предельный ток модернизированного
агрегата УВКЭ-1 на вентилях В8-250 с с естественным воздушным
охлаждением равен примерно 3600 А при температуре окружаю-
щей среды 40°С. Модернизированные агрегаты УВКЭ-1 с естест-
венным охлаждением впервые выполнены Южно-Уральской и За-
падно-Сибирской дорогами.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Костенко М. П., Нейман Л. Р., Блавдзевич Г. Н. Электро-
магнитные процессы в системах с мощными выпрямительными установками.
М,—Л., изд-во АН СССР, 1946, 107 с.
2. Каганов И. Л. Электронные и ионные преобразователи. Ч. III. Цепи
питания и управления ионных приборов. М.—Л., Госэнергоиздат, 1956, 528 с.
3. Чернышев М. А. Инверторные агрегаты тяговых подстанций. —
Труды/Всесоюз. науч.-исслед. ин-т ж.-д. траисп., 1956, вып. 115, 86 с.
4. Поссе А. В. Схемы и режимы электропередач постоянного тока. Л.,
Энергия, 1973, 303 с.
5. Фишлер Я. Л., Урманов Р. Н. Преобразовательные трансформато-
ры. М., Энергия, 1974, 224 с. («Трансформаторы». Вып. 26).
6. Соколов С. Д. Повышение надежности преобразовательных агрегатов
тяговых подстанций. — Труды/Всесоюз. науч.-исслед. ин-т ж.-д. траисп., 1965,
вып. 290, 184 с.
7. Ситник Н. X. Силовая полупроводниковая техияка. М., Энергия,
1968, 320 с.
8. Полупроводниковые выпрямители тяговых подстанций/ Соколов С. Д.,
Фирсова Л. Д„ Руднев В. Н., Кишиневский Р. Н., М., Транспорт, 1968, 112 с.
9. Ш и п и л л о В. П. Работа вентильного преобразователя с уравнительным
реактором при асимметрии сеточного управления. Электричество, 1966, № 2,
с. 18—21.
10. Бобров Е. Г., Соболев Ю. В., Соколов С. Д. Исследование
перенапряжений в схемах полупроводниковых выпрямительных агрегатов тяго-
вых подстанций. — Труды/Всесоюз. науч.-исслед. ин-т ж.-д. траисп., Уральское
отделение. 1975, вып. 19, с. 45—54.
11. Мирошниченко Р. И. К вопросу определения мощности тяговых
подстанций. - - Труды/Всесоюз. науч.-исслед. ин-т ж.-д. трансп., 1962, вып. 232,
с. 97—119.
12. Чебовский О. Г., Моисеев Л. Г., Сахаров Ю. В. Силовые
полупроводниковые приборы (справочник). М., Энергия, 1975, 512 с.
13. Раби персон Л. А., Ашкинази Г. А. Режимы нагрузки силовых
полупроводниковых приборов. М., Энергия, 1976, 296 с.
14. Соколов С. Д., Иванов В. И. Параметры и системы охлаждения
полупроводниковых преобразователей тяговых подстанций. — Труды/Всесоюз.
науч.-исслед. ин-т ж.-д. трансп., 1971, вып. 446, 56 с.
15. Монтаж, иаладка и эксплуатация полупроводниковых преобразовате-
лей подстанций / Соколов С. Д., Гуральник Я- Д., Соляиииков А. М., Чаусов
О. Г. М., Транспорт, 1972, 192 с.
16. Писарев А. Л., Де тки и Л. П. Управление тиристорными преобра-
зователями. М., Энергия, 1975, 264 с.
17. Бей Ю. М., Соколове. Д. Устройство, наладка и эксплуатация
выпрямителыю-инверториых преобразователей на тиристорах. Свердловск, 1976,
71 с.
18. Мугинштейи Л. А., Некрасов О. А., Иванов Ю. В. Парал-
лельное включение диодов и тиристоров в преобразователях электроподвижного
состава. — Труды/Всесоюз. иауч.-исслед. ин-т ж.-д. трансп., 1976, вып. 561,80 с.
261
19. Выпрямительно-инверторный преобразователь типа ВИЭП-2 для тяго-
вых подстанций железных дорог. Барабан В. П., Беркович Е. И., Звягин А. Ф.
И др. •— Электротехническая промышленность, сер. «Преобразовательная тех-
ника», 1976, вып. 8(79), с. 17—18.
20. Руденский В. В. Непереключаемый выпрямительно-инверторный
агрегат. — Вестник Всесоюз. иауч.-исслед. ин-та ж.-д. трансп., 1975, № 8,
с. 8—12.
21. Николаев Г. А. Компенсированный выпрямительно-инверторный аг-
регат на тиристорах по трехфазной мостовой схеме. - Вестник Всесоюз. науч.-
исслед. ин-та ж.-д. трансп., 1974, № 1, с. 11—15.
22. Магиитио-тиристорный регулятор напряжения для преобразовательных
подстанций постоянного тока./Карш. Н. А., Рубашов Г. М.. Черников В. М.,
Емцев А. Н. — Труды/Ленингр. ин-т ж.-д. транспорта. 1974, вып. 362, с. 24—31.
23. Добровольские Т. П. Математическое моделирование параллель-
ной работы преобразовательных агрегатов — Труды/Всссоюз. пауч.-исслед
ип-т, ж.-д. трансп., 1976, вып. 551, с. 93—102.
24. .Е ф р е м о в И. С., Лаптева Т. И. Надежность тяговых подстанций
городского транспорта. М., «Транспорт», 1975, 176 с.
25. Козлов Б. Н„ Соколов С. Д. Надежность полупроводниковых вы-
прямителей. — Электротехника, 1970, № 7, с. 53—57.
26. М а н у х о в В. А., Катков В. С., Перова Н. А. Комплект приборов
для проверки полупроводниковых преобразователей. М., ЦНИИ ТЭИ МПС,
1976, вып. 1(93), с. 1—14. (Электрификация и энергетическое хозяйство).
27. Соболев Ю. В., Б о б р о в Е. Г. Совершенствовать техническую ди-
агностику выпрямителей тяговых подстанций. — Электрическая и тепловозная
тяга, 1976, № 12, с. 20—22.
ОГЛАВЛЕНИЕ
От авторов ............................................................3
Глава I
Преобразовательные агрегаты в системе электроснабжения
1. Схемы выпрямителей и инверторов.....................................5
2. Напряжения и токи преобразовательных агрегатов.....................12
3. Внешние характеристики 19
4. Распределение нагрузки между параллельно работающими преобразо-
вательными агрегатами .................................................28
5. Ток короткого замыкания............................................34
6. Опрокидывание инвертора ..........................................,40
7. Перенапряжения 50
8. Регулирование выпрямленного напряжения.............................57
Глава II
Параметры преобразовательных агрегатов
9. Особенности тяговых нагрузок и нагрузочная способность преобразо-
вательных агрегатов....................................................°4
10. Определение предельного и номинального токов......................67
11. Выбор агрегатов для тяговых подстанций............................74
12. Расчет числа параллельно и последовательно соединенных вентилей 78
13. Потери мощности и электроэнергии в преобразовательных агрегатах 83
14. К. п. д. преобразовательных агрегатов.............................90
15. Выбор мощности преобразовательного агрегата по минимуму потерь
электроэнергии 94
Глава III
Схемы н устройства защиты, сигнализации н управления
, „ 98
16. Схемы включения разрядников....................................
17. Ограничение перенапряжений резисторно-кондеисаториыми контурами Jy?
18. Защита от токов коротких замыканий и перегрузок .... ““
19. Тепловая защита ..................................................““
20. Защита от однофазных несимметричных замыканий . . . .118
21. Схема коммутационной автоматики управления агрегатом; структур-
ный анализ схем управления . . . . . . . .122
Глава IV
Системы управления н регулирования
22. Требования к системам управления, расчет и выбор основных пара-
метров .................................... . . 128
23. Система управления инверторным агрегатом МПС....................138
24. Система управления выпрямительно-инверторным агрегатом ВИПЭ-1 144
25. Система управления ВИПЭ-2УЗ.....................................153
26. Управление преобразовательными агрегатами с регулированием
напряжения ..........................................................164
27. Схемы компаундирования инвертора; датчики напряжения, тока и
переключения режимов ................. . 170
26’3
28. Возможные нарушения режима работы систем управления . . . 176
29. Устройство распределения нагрузки между параллельно работающими
инверторными агрегатами..............................................178
30. Выбор состава агрегатов .........................................180
Глава V
Схемы и конструкции преобразовательных агрегатов
31. Распределение напряжения и тока между вентилями .... 186
32. Агрегаты па неуправляемых вентилях с принудительным охлаждением 191
33. Агрегаты на неуправляемых вентилях с естественным воздушным
охлаждением 204
34. Выпрямительно-инверторные агрегаты...............................21С
35. Агрегаты с регулированием выпрямленного напряжения . . . 222
36. Компенсированные выпрямительно-инверторные агрегаты . . . 227
Глава VI
Особенности эксплуатации преобразовательных агрегатов
и пути их совершенствования
37. Надежность агрегатов и вентилей .................................230
38. Приборы для контроля состояния вентилей и элементов агрегата . 238
39. Контроль теплового сопротивления вентилей........................2-К
40. Перспективы развития и модернизации агрегатов....................253
Список литературы 261
Сергей Дмитриевич Соколов, Юрий Михайлович Бей,
Яков Давидович Гуральник, Олег Георгиевич Чаусов
ПОЛУПРОВОДНИКОВЫЕ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНЫЕ АГРЕГАТЫ
ТЯГОВЫХ ПОДСТАНЦИЙ
Рецензент Н. Н. Волков
Редактор И. К. Петушкова
Обложка художника А. С. Завьялова
Технический редактор Н. И. Первова
Корректор В. А. Луценко
И Б № 552
Сдано в набор 29.09.78. Подписано к печати 11.06.79. Т-09527. Формат бумаги 60Х90*/1в,
тип. № 2, гари, литературная, печ. высокая. Печ. л. 16,5. Уч.изд. л. 18,55. Тираж 5000 экз.
Зак. тип. 6015. Цена 1 р. 20 к.
Изд-во «Транспорт», 107174. Москва, Басманный туп., 6а.
г. Куйбышев, пр. Карла Маркса, 201. Тип. изд-ва «Волжская коммуна».