Полупроводниковые выпрямители тяговых подстанций - Соколов С.Д., Фирсова Л.Д., Руднев В.Н., Кишиневский Р.Н.

Автор: Соколов С.Д. Фирсова Л.Д. Руднев В.Н. Кишиневский Р.Н.

Теги: электротехника электроника полупроводники энергоснабжение

Год: 1968

Похожие

Справочник по электрическим сетям 0,4-35 кВ и 110-1150 кВ. Том 3

Электрическое и электромеханическое оборудование

Справочник по электроснабжению железных дорог. Том 2

Учебник сержанта-электромеханика

Текст

п ПОЛУПРОВОДНИКОВЫЕ
ВЫПРЯМИТЕЛИ
ТЯГОВЫХ ПОДСТАНЦИЙ
СД. Соколов. АД.Фнрсой, В.Н. Руднев, R Н.Кишине6ский
с. д. СОКОЛОВ, Л. Д. ФИРСОВА, В. Н. РУДНЕВ,
|Р7н. КИШИНЕВСКИЙ!
ПОЛУПРОВОДНИКОВЫЕ
ВЫПРЯМИТЕЛИ
тяговых
ПОДСТАНЦИЙ
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ТРАНСПОРТ»
Москва 1968
УДК 621.331:621.311.4.04:621.314.63
fl >3
Полупроводниковые выпрямители тяговых под-
станций. Соколов С. Д., Фирсова Л. Д.,
Руднев В. Н., |К и ш и it е в с к и й Р. Н.| Изд-во
«Транспорт», 1968 г. 1—111.
В книге рассмотрены основные характеристики
полупроводниковых вентилей, схемы выпрямителей
и их особенности, системы охлаждения; рассмотре-
ны также схемы управления, автоматики и защи-
ты, конструкции выпрямителей, наладка и пуск,
особенности проектирования.
Книга рассчитана на электромонтеров, электро-
механиков и инженеров, занятых эксплуатацией
устройств энергоснабжения. Она также может быть
полезна студентам транспортных вузов.
' Рис. 50, табл. 22, библ. 33.
3—18—2
108—68
ОТ АВТОРОВ
Полупроводниковые вентили нашли применение в различных1
отраслях народного хозяйства. Одним из крупнейших потребите-
лей их является электрифицированный транспорт. Здесь они ис-
пользуются для целей выпрямления, инвертирования, регулиро-
вания напряжения, переключения, защиты от перенапряжений.
Внедрение силовых кремниевых вентилей в устройствах энерго-
снабжения позволяет упростить эти устройства, снизить стоимость
строительных работ, повысить надежность, уменьшить эксплуата-
ционные расходы.
Работники Главного управления электрификации и энергети-
ческого хозяйства, Проектно-конструкторского бюро этого уп-
равления, Всесоюзного научно-исследовательского института же-
лезнодорожного транспорта, Таллинского завода ртутных выпря-
мителей, Московского энергомеханического и Московского ло-
комотиворемонтного заводов разработали и создали мощные
выпрямительные агрегаты на полупроводниковых вентилях. Боль-
шие работы по пуску в эксплуатацию первых агрегатов проведены
работниками Южно-Уральской, Свердловской, Куйбышевской, Ок-
тябрьской, Донецкой и Московской дорог.
Опыт эксплуатации подтвердил высокую надежность полупро-
водниковых выпрямителей и их преимущества перед ртутными.
Сейчас на всех вновь строящихся тяговых подстанциях будут
установлены полупроводниковые выпрямители. Внедрение этих
выпрямителей требует ознакомления работников эксплуатации
с их особенностями и устройством. Поэтому в книге рассмотрено
применение неуправляемых силовых кремниевых вентилей для вы-
прямителей тяговых подстанций постоянного тока. Приведены
характеристики вентилей, рассмотрены методы их испытаний, да-
ны схемы выпрямления, описаны конструкции выпрямителей и
гнетем охлаждения, даны рекомендации по эксплуатации.
Вее пожелания и замечания по книге будут приняты автора-
ми с благодарностью. Просьба направлять их по адресу: Моск-
ва, Б-174, Басманный тупик, 6-а, изд-во «Транспорт».
з
Глава I
ПАРАМЕТРЫ
ОТЕЧЕСТВЕННЫХ
ПОЛУПРОВОДНИКОВЫХ
ВЕНТИЛЕЙ
§ 1. ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ ВЕНТИЛЕЙ
Для преобразователей тяговых подстанций электрифицирован-
ных железных дорог постоянного тока применяют главным обра-
зом кремниевые диффузионные вентили, обладающие большей
надежностью, чем сплавные.
К основным параметрам вентилей относятся: номинальный
прямой ток, номинальное обратное напряжение, падение напряже-
ния и обратный ток.
Номинальный прямой ток вентиля ld\B — это максимально
допустимое по нагреву при длительной работе среднее за период
значение прямого тока практически синусоидальной формы при
номинальном значении обратного напряжения, температуре окру-
жающего воздуха 40° С и предусмотренной скорости воздуха. То-
есть номинальным прямым током считают среднее значение тока,
измеренное с помощью магнитоэлектрического прибора, в однофаз-
ной однополупериодной схеме выпрямления при работе на активу^
ную нагрузку; этот ток не вызывает недопустимого перегрева iHj
необратимых изменений характеристик вентиля. \
Под номинальным обратным напряжением f/jB понимают ам-
плитудное значение обратного напряжения на вентиле, при кото-
ром последний может длительно работать.
Падение напряжения на вентиле АДЙ1В представляет собой
среднее за один период падение напряжения при прямом номиналь-
ном токе.
Обратный ток /обр — это среднее за один период значение тока,
протекающего через вентиль в обратном направлении при номиналь-
ном обратном напряжении.
Номинальные токи кремниевых вентилей равны 10 — 1 000 а.
Для их реализации вентили устанавливают на специальные ради-
аторы и охлаждают воздухом, водой или маслом. Вентили па номи-
нальный ток 10 а требуют воздушного естественного охлаждения,
на токи 25—200 а — воздушного принудительного со скоростью
воздуха 3—12 м/сек и на токи 200—1 000 а — водяного со скоростью
воды 2—4 л/мин.
4
В зависимости от UiB обычно вентили делят на 14 классов.
Согласно ГОСТ 10662—63 это классы: 0,5; 1; 1,5; 2; 2,5; 3; 3,5; 4;
5; 6; 7; 8; 9; 10, соответственно на обратные напряжения: 50, 100,
150, 200, 250, 300, 350, 400, 500, 600, 700, 800, 900, 1 000 в.
По падению напряжения вентили подразделяют на шесть
групп: А,Б,В,Г,Д,Е. Вентили группы А имеют прямое падение
напряжения 0,40—0,50, Б—0,51—0,60, В — 0,61—0,70, Г —
0,71—0,80, Д — 0,81—0,90, Е— 0,91—1,00 в. Следует заранее
указать, что для преобразователей тяговых подстанций пригодны
только первые две группы: А и Б.
Обратный ток нормируют при температуре р-п перехода 140° С;
он должен быть не более 0,02% от номинального тока 10—100 а
и 0,01 % от тока 200 а и выше. Для номинальных токов 10, 25, 50,
100, 200, 350, 500, 1 000 а обратный ток соответственно не более 2,
5, 10, 20, 20, 35, 50, 100 ма.
§ 2. ВЕНТИЛИ СПЛАВНЫЕ И ДИФФУЗИОННЫЕ
Вентили ДВЕ сплавной технологии (рис. 1,а) применяют для
преобразования переменного тока частотой 50—2 000 гц в по-
стоянный. Их классифицируют по номинальному значению тока
(10, 50, 100 и 200 а), обратному напряжению (классы 1,5; 2; 3; 4;
5; 6; 7 и 8) и падению напряжения (группы А, Б и В). Запрещается
Рис. 1. Вентили типов ПВК-200 (а) и ВКД-200 (б):
основание; 2 —выпрямительный элемент; 3 — корпус; 4— изо-
лирующая втулка; 5 — вывод; 6 — наконечник
5
подавать на вентили напряжение, превышающее рабочее, и экс-
плуатировать их при токе выше номинального. Обозначают
вентили следующим образом: ПВК-200-6А, что означает В — вен-
тиль, К — кремниевый, 200 — номинальный ток, 6 — класс и А —
группа.
Допустимые однократные перегрузки потоку равны l,25ZdiB,2/d|B
и 5/di в соответственно в течение 5 мин, 5 сек и 0,012 сек. Предусма-
тривают воздушное и жидкостное охлаждения. Для воздушного
— вентиль;
Рис. 2. Радиаторы для вентилей ПВК, ВКД (а) и комбинированные (б): \
2 —радиатор; <3 —вывод для подвода тока г
охлаждения вентилей на 100—200 а используют шестиреберный
стандартный радиатор (рис. 2,а), рекомендуемая скорость воздуха
для ПВК-200 равна 12—15 м/сек. В случае естественного охлажде-
ния при температуре охлаждающего воздуха 35° С максимально
допустимый ток для диодов ПВК-100 со стандартным радиатором
равен 35 а, а ПВК-200 — 45 а.
Вентили ВК сплавной технологии служат для преобразования
переменного тока частотой от 50 до 400 гц в постоянный ток. Вен-
тили В К устойчиво работают при температуре окружающего воз-
духа от —40° до -t-120o С; конструкция их обеспечивает работу при
относительной влажности среды до 95% и температуре i 35° С.
Вентили подразделяют на 14 классов (от 50 до 1 000 е) и на три
группы (А, Б и В). Технические характеристики вентилей приве-
дены в табл. 1.
6
Таблица 1
Тип вентиля Номи- нальный ток, а Вес (без радиато- ра), г Условия охлаждения
НК-10 10 — Воздушное естественное с радиатором
ВК-50 50 100 Воздушное с радиатором,
ВК-ЮО 100 200 скорость воздуха 5 м/сек
ВК-200 200 300 То же, 12 м/сек
Вентили ВК-Ю, ВК-50, ВК-ЮО допускают 125% номинального
значения тока в течение 5 мин и 200% в течение 5 сек, вентили
В К-200 имеют относительно меньшую перегрузочную способность —
соответственно 30 и 1 сек.
Вентили BKJ-200 имеют такие же характеристики, как и ВК-
Их поставляют с силуминовыми радиаторами; общий вес 1,2 кг.
Вентили диффузионной технологии ВКД разработаны Ленин-
градским физико-техническим институтом и заводом «Электровы-
прямитель». Они предназначены для преобразования переменного
тока частотой до 500 гц в постоянный. Вентили работают в интер-
вале температур от —50° до +125° С при воздушном и от +5°
до +40° С при водяном охлаждении. Основные характеристики вен-
тилей даны в табл. 2.
Таблица 2
Тип вентиля Номинальный прямой ток, а Номинальное обратное нап- ряжение, в Падение нап- ряжения, в Обратный ток, пе более, ма
ВКД-100 100 100—800 0,6 15
в к Л-200 200 100—700 0,6 15
ВКДВ-350 350 100—700 0,7 15
Допустимый ток В КД-200 при воздушном естественном охлаж-
дении равен 50 а, воздушном принудительном со скоростью
!> м/сек — 150 а и со скоростью 10 м/сек — 200 а.
Для вентиля ВКДВ-350 расход охлаждающей воды должен
быть 4 л/мин, удельное сопротивление ее—не менее 4 ком-см.
Охлаждающая вода не должна иметь примесей и взвешенных
частиц; ее температура не должна превышать +40° С.
Вентили ВКД обозначают сейчас ВК2, а ВКДВ — ВКВ2.
ВК2 и ВКВ2 рассчитаны на работу при частотах 50—400 гц и от-
носительной влажности 85%. Вентили ВК2 выпускают на токи
10, 25, 50, 100 и 200 а, напряжения 100 —1 000 в и прямое падение
п.шряжепия 0,4—0,7 в; вентили ВКВ2 — 350 а, 100—1000 в и
0,1 о,/5 в.
Дпнмчнмые перегрузки вентилей с радиаторами приведены
в гаол, 3.
7
Таблица 3
Поминальный ток, а Перегруз- ка, % Длительность перегрузки, се/с
25, 50 и 100 25 300
100
500 0,02
200 25 30
50 5
100 1
500 0,02
350 25 30
100 1
500 0,01
Вес вентилей BK2-1Q с ра-
диатором составляет 0,13;
ВК2-25 — 0,225; ВК2-50 —1,28;
ВК2-100 —2,2; ВК2-200 — 2,2;
В КВ 2-350 —1,2 кг.
Вентили ВК2 предназначены
для работы при номинальном
токе в интервале температур
окружающей среды от —50° до
4-40° С. Обратный ток при тем-
пературе электронно-дырочного
перехода -+-140° С и номиналь-
ном обратном напряжении не
более 20 ма. Во всех режимах ра-
боты значения обратного напря-
жения и прямого тока не должны превосходить паспортных данных.
При воздушном принудительном охлаждении вентили допуска-
ют работу в любом положении при условии перпендикулярно-
сти оси вентиля и параллельности ребер радиатора направлению
потока охлаждающего воздуха.
Рис. 3. Зависимости тока вентиля от температуры окружающей среды (а) и
от скорости охлаждающего воздуха (б)
В паспортах вентилей указывают, что допускаются однократ-
ные перегрузки по току (см. табл. 3), или что интервалы между пе-
регрузками должны быть не менее 5 мин.
В случае эксплуатации вентилей при повышенных температурах
окружающей среды номинальное значение тока снижается (кри-
вая 1, рис. 3,«), уменьшается оно также с понижением скорости
охлаждающего воздуха (кривые 3 и 4, рис. 3, б).
Вентили одного класса и группы допускают последовательное
и параллельное соединения. Для параллельного соединения под-
бирают вентили с минимальным разбросом по прямому падению
напряжения. Если прямые падения абсолютно одинаковы, то сум-
марную величину выпрямленного тока не снижают; при разбросе
падений напряжения в 0,02 в ток уменьшают на 10%, а при разбро-
8
се в 0,04 в — на 20%. Иногда указывают, что при последовательном
соединении обратное напряжение, приходящееся на вентиль, не
должно превышать 80% номинального значения.
Обозначение вентиля пишут на его корпусе, там же указывают
направление тока. Например, ВК2-200.7.60 означает: В — вен-
тиль, К — кремниевый, 2 — диффузионный, 200 —наток 200 а, 7 —
седьмого класса, 60 — с прямым падением напряжения 0,60 в.
1 Управление тока обозначают в виде стрелки: если стрелка на-
правлена от гибкого вывода к корпусу, то плюс выпрямленного
тока (выход) будет на корпусе, если знак направлен от корпуса к
гибкому выводу, то плюс будет на выводе.
§ 3. ВЕНТИЛИ С КОНТРОЛИРУЕМЫМ ЛАВИНООБРАЗОВАНИЕМ
(ЛАВИННЫЕ ВЕНТИЛИ)
Лавинный вентиль создан в СССР в 1963 г. Он устойчив к
большим кратковременным перенапряжениям, поэтому лавинные
вентили можно выбирать с меньшим коэффициентом запаса по на-
пряжению. Разработанные Ленинградским физико-техническим ин-
ститутом им. Иоффе и заводом «Электровыпрямитель» лавинные
вентили имеют выпрямительный элемент из кремниевой пластины
диаметром 25д«л«. Толщина диффузионного слоя в центральной ча-
сти пластины составляет 60—80 мк, в области кольца—120—160лгк.
1 Удобная ступенчатая форма р-п перехода позволяет повысить
пробивное напряжение кольцевого р-п перехода над центральным.
Это превышение одного пробивного напряжения над другим Д Urex!l —
2504-600 в; его называют «технологическим» запасом. Величина
\(7техи определяет способность вентиля выдерживать возникающие
в электрических цепях перенапряжения. При перенапряжении
процесс лавинного пробоя протекает в центральной части р-п пе-
рехода, и вентиль в обратном направлении рассеивает большую
мощность.
Конструкция лавинных вентилей, кроме конструкции р-п пе-
рехода, не отличается от обычной; классификация также в основ-
ном совпадает.
Лавинные вентили ПВКЛ предназначены для выпрямления
переменного тока частотой от 50 до 2 000 гц, а также для примене-
ния в качестве разрядника в силовых цепях специальных устройств.
Интервал допустимых рабочих температур р-п перехода от —60°
до -г 140° С.
Целостность конструкции и электрические параметры сохраня-
ются при воздействии относительной влажности 95±3% при тем-
пературе 40 ±2° С.
Вентили изготавливают для напряжений лавинного пробоя (ам-
ii.’iигудиое значение) до 1 200 в (табл. 4) и на токи 50, 100 и 200 а.
.liHihi'inie номинального тока дается для условий работы со стан-
дар! пым радиатором, температуре окружающего воздуха +35° С
и соогпетствующей скорости охлаждающего воздуха (табл. 5).
9
Таблица 4
Показатель Значение показателя при классе вентиля
4 6 8 1 0
Максимальное амплитудное значение рабочего напряжения в 400 600 800 1 000
Напряжение лавинного пробоя, в 520 780 1 040 1 300
Обратный ток до напряжения лавинного пробоя и температуре р-п
перехода 140° С не превышает 0,02% от номинального тока. Вели-
чина падения напряжения при номинальном токе не более 0,60 в.
Обозначение вентиля ПВКЛ-200.6.53, что означает: В — вен-
тиль, К — кремниевый, Л — лавинный, 200 — на ток 200 а, 6 —
шестого класса, 53 — с падением напряжения 0,53 в.
Вентили выдерживают следующие однократные перегрузки по
току: 25% в течение 5 мин, 100% — 5 сек. Они допускают во вре-
мя переходных процессов кратковременные одиночные перенапря-
жения большой кратности с мощностью в соответствии с заданной
кривой. Последняя представляет собой зависимость допустимой
мощности рассеивания от длительности воздействующего импульса
перенапряжения.
Лавинные вентили с воздушным ВКДЛ и водяным охлаждением
ВКДЛВ предназначены для преобразователя переменного тока от
25 до 500 гц в постоянный и защиты от перенапряжений. Вентили
ВКДЛ работают при температуре окружающей среды от —50°
до -j-1250 С, а ВКДЛВ — от 5° до 65° С. Они допускают работу в
условиях относительной влажности 95±3%.
Вентили разрабатывают и изготавливают на токи 10, 50, 100,
200, 350, 500 и 1 000 а, делят их на 15 классов от 300 до 1 000 в
(табл. 6), а по прямому падению — на группы А,Б, В. Максималь-
но допустимое обратное напряжение примерно на 20% менее на-
пряжения, соответствующего загибу обратной ветви вольт-ампер-
ной характеристики.
Обратный ток при номинальном обратном напряжении и темпе-
ратуре р-п перехода 4-140° С не более 5 ма. Максимально допус-
тимое значение амплитуды обратного тока при длительности им-
пульса 0,8 мсек для классов 34-4 составляет 7,5 а; 4,54-6—5а;
6,54-8—4а и 8,54-10—3 а.
Т а б л и ц а 5
Показател ь Значение п ПВКЛ-50 оказачсля при 1 I11JKJI-1 00 4ПС вен ГИЛЯ ПВКЛ-200 200 15
Номинальный ток, а Скорость охлаждающего воздуха, м/сек 50 8 100 10
10
Таблица 6
Значение показателя для класса вентилей
Показатель 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5
Максимально допу- стимое рабочее нап- ряжение (ампли- тудное), в .... 300 350 400 450 500 550 600 650
Напряжение загиба обратной характе- ристики (амплитуд- ное), в 350— 420— 480— 540— 600— 660— 720— 780—
419 479 539 599 659 719 779 839
Продолжение
Показатель Значение показателя для класса вентилей
7 7,5 8 8,5 9 9.5 10
Максимально допу- стимое рабочее нап- ряжение (ампли- тудное), в .... 700 750 800 850 900 950 1 000
Напряжение загиба обратной характе- ристики (амплитуд- ное), в 840—899 900— 960— 1 020— 1 080— 1 140— 1 200—
959 1 019 1 079 1 139 1 199 1 259
Вентили допускают перегрузки по току согласно табл. 7.
Таблица 7
Тип вентиля Продолжительность перегрузки, сек
25% 50% 100% 500%
вкдл-ю ВКДЛ-50 | 300 30 5 0,02
ВКДЛ-100 ВКДЛ-200 1 30 5 1 0,02
ВКДЛВ-350 5 1 0,02 —
При естественном охлаждении расположение радиатора должно
быть таким, чтобы его ребра находились в вертикальной плос-
кости. Соприкосновение вентиля с радиатором должно обеспечивать-
ся не менее чем на 75% площади. Для улучшения теплового кон-
такта рекомендуется на резьбу вентиля и радиатора наносить
кремнийорганическую смазку.
11
В случае повышения температуры окружающей среды и сниже-
ния скорости охлаждающего воздуха значение номинального тока
уменьшается (см. кривые 2, 3 и 4, рис. 3,а и б).
Для обеспечения параллельной работы вентилей осуществляют
подбор их по прямым падениям напряжения и напряжения загиба
обратной характеристики. При последовательном соединении ВКДЛ
не требуется специальных делителей напряжения. Количество по-
следовательно соединенных вентилей должно быть таким, чтобы
амплитудное значение напряжения на них не превышало суммар-
ной величины максимально допустимого рабочего напряжения.
Срок службы лавинных вентилей составляет 25 000 ч; коли-
чество включений из обесточенного состояния под номинальную то-
ковую нагрузку не более 30 000, а количество температурных
циклов в пределах от —50° до +140° С в течение срока службы не
должно превышать 5 000. Эксплуатация вентилей при наличии в
воздухе токопроводящей пыли и других загрязнений не допуска-
ется.
§4. ПРИБОРЫ С СИММЕТРИЧНОЙ «ЛАВИННОЙ» ХАРАКТЕРИСТИКОЙ
И КОМБИНИРОВАННЫЕ ВЕНТИЛИ
Нашей промышленностью разработаны приборы, которые име-
ют в обоих направлениях характеристику, подобную обратной ха-
рактеристике лавинного вентиля. Из назвали приборами с сим-
метричной «лавинной характеристикой». Нормально ток через та-
кое устройство не проходит,^если же прямое или обратное напряже-
Рис. 4. Комбинированные силовые вен-
тили с параллельным (а) и последова-
тельным соединением (б) выпрямитель-
ных элементов:
1 и б—' вентильные элементы; 2 и 7 — основа-
ния из меди; 3— кольцо; -/ — вывод; 5 — изо-
ляционная втулка; 8 — эпоксидный компаунд
ния на нем превысят напря-
жение пробоя, то появится
ток. Подобные приборы могут
найти применение для защиты
от коммутационных перена-
пряжений управляемых вен-
тилей, деления напряжения
между вентилями инвертора
и устранения перенапряж!ений
в схемах преобразователей.
Комбинированные сило-
вые полупроводниковые вен-
тили представляют собой
конструктивную комбинацию
вентильных элементов и элект-
рических соединений (рис. 4).
Конструктивно они выполне-
ны на основе применения
компаунда (эпоксидные смолы
с заполнителями). Вентили
содержат два элемента, ко-
торые могут быть включены
12
параллельно, последовательно или встречно-параллельно. Таким
образом можно получить вентили на большой ток и на большое
напряжение, т. е. увеличить единичную мощность.
Компаунд на основе эпоксидных смол связывает отдельные
части вентиля, обеспечивает высокую механическую прочность,
надежно герметизирует и защищает вентильные элементы. Для
лучшего отвода тепла от вентильных элементов радиатор выпол-
няют из двух частей (см. рис. 2,6).
В комбинированных вентилях наиболее полное использование
вентильных элементов достигается за счет выравнивания темпера-
тур отдельных структур. Это приводит к тому, что не надо тщатель-
но подбирать элементы.
Глава II
ХАРАКТЕРИСТИКИ
ВЕНТИЛЕЙ
И МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЙ
§ 1. ВОЛЬТ-АМПЕРНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Знание таких характеристик вентилей, как вольт-амперные,
перегрузочные по току и напряжению, тепловые, позволяет рас-
считывать и выбирать параметры преобразовательных установок,
определять их эффективность и к. п. д., выбирать устройства за-
щиты.
Различают статическую, динамическую и классификационную
вольт-амперные характеристики. Первая представляет собой зави-
симость тока от напряжения вентиля; ветви характеристик в пря-
мом и обратном направлениях снимают раздельно при приложе-
нии к вентилю постоянного тока. Вторая — зависимость мгновенных
значений тока от мгновенных значений напряжения; она снимает-
ся одновременно в прямом и обратном направлениях при прило-
жении к вентилю синусоидального напряжения рабочей частоты.
Третья — зависимость среднего значения тока вентиля от среднего
значения приложенного прямого напряжения и амплитудного об-
ратного напряжения; она снимается раздельно в прямом и обратном
направлениях, а напряжение берется от регулируемого источника
однофазного однополупериодного синусоидального напряжения ча-
стотой 50 гц.
Вольт-амперная характеристика — нелинейная зависимость меж-
ду напряжением на вентиле и проходящим через него током. Со-
противление вентиля в прямом направлении зависит от величины
тока, а в обратном — от напряжения.
Для удобства при расчетах прямую ветвь вольт-амперной ха-
рактеристики заменяют двумя прямолинейными участками;
подобная замена допустима и обеспечивает достаточную точность
расчетов. В этом случае аналитическое выражение прямой ветви
имеет вид;
АДВ Uo + RB /в, (1)
где Uo — пороговое напряжение;
ДДВ и /в — падение напряжения и ток;
Дв — сопротивление вентиля.
14
Прямая ветвь классификационной характеристики (рис. 5) мо-
жет быть изображена в виде
ДСфв — 0,5 Uo -j- /?в Ida,
(2)
где \UdB и Ide — средние значения падения напряжения на вен-
тиле и тока через него.
Величина порогового напряжения определяется свойствами по-
лупроводникового материала, на основе которого выполнен вен-
тильный элемент. Сопротивление зависит от площади р-п пере-
Рис. 5. Прямые ветви вольт-амперной классификационной
характеристики вентилей при 0окр — + 20° С
хода, омического сопротивления базы и контактов. В качестве
примера в табл. 8 приведены значения величин Uo и RB для диф-
фузионных кремниевых вентилей типа ВК2-200.
Таблица 8
\ O'dl . в 0,50 0,55 0,60 0,65
<|> в 0,94 0,95 0,96 0,97
А',,-106, ОМ 33 48 64 76
Величина \UdiE, приведенная в табл. 8, — это падение на-
пряжения при номинальном токе, найденное в однофазной однополу-
периодной схеме; ее указывают в паспорте вентиля. В действитель-
ности мгновенное значение падения напряжения на вентиле при-
мерно в два раза больше, чем полученное среднее значение из вы-
ражения (2) (Д6/в.^2Д6/йв, рис. 6,а). Падение напряжения .на вен-
|цле ^Ud2B, найденное при пропускании через него постоянного
11>ка, будет также примерно в два раза больше Д67</в.
В области больших токов вольт-амперная характеристика мало
иличается от прямой, поэтому при расчетах падения напряжения
15
в случае прохождения через вентиль тока короткого замыкания
следует пользоваться выражением (1).
Падение напряжения на вентиле \UB зависит от температуры
р-п перехода 0Р.П. По мере нагревания вентиля, проходящим через
него током повышается температура 0Р.„ и несколько уменьшается
падение напряжения; с ростом температуры 0окр (при заданной на-
грузке) падение напряжения \UB также уменьшается. Особенно
заметна зависимость Af7B от 0Р.П и 0окр при небольших токах (до
нескольких ампер).
Рис. 6. Прямые ветви типовых вольт-амперных характеристик в ампли-
тудных значениях при 0окр = + 25° С (а) и зависимости потерь мощности
от среднего тока (б и в) для вентилей ВК2-200
Среднее значение потерь мощности в вентиле можно найти иг
выражения
PdB Рпр Робр Рвыкл,
где Рпр — мощность потерь от проходящего через вентиль прямогс
тока;
Робр — то же обратного тока;
Рвыкл — мощность потерь при выключении.
При нагреве электронно-дырочного перехода (р-п перехода) до
140—150° С среднее значение обратного тока вентилей типа ВК-20С
и^ВК2-200 при иобр. м=400 в практически составляет 0,5—3,5ма,
что вызывает потерю мощности от обратного тока несколько ватт.
Так как РОбР и РЕЫКл во много раз меньше Рпр, то
PdB ~ Рпр = Up IdB + Rb /эф, (3)
где /эф — эффективное значение тока.
Таким образом, потери мощности в вентиле (рис. 6,6 и в) зави-
сят от порогового напряжения, сопротивления вентиля, средней
и эффективного значений тока.
16
Обратные ветви вольт-амперных характеристик обычных вен-
шлей весьма различны (рис. 7,а) и зависят от окружающей темпе-
ратуры (рис. 7,6). С повышением температуры 0окр обратное напря-
жение, при котором отмечается резкое увеличение обратного тока,
возрастает; чем выше 0окр, тем больше и обратный ток. Для неко-
юрых вентилей (см. рис. 7,5, вентиль Si) характер зависимости
/Обр от t/06p. м с повышением температуры изменяется и становится
Рис. 7. Обратные ветви вольт-амперных характеристик обычных (а) и (б) и
1авинных (в) вентилей и зависимость изменений напряжения пробоя от
жружающей температуры (а); вентили предварительно током не нагру-
жались
трудно найти напряжение, по которому можно установить класс
вентиля.
Для лавинных вентилей напряжение пробоя £7пр (рис. 7,в),
.1 также напряжение, при котором начинается загиб обратной ветви
характеристики, увеличивается с повышением окружающей тем-
пературы, причем относительные изменения напряжения пробоя
\£7пр= (7пр. I — t/np. 2 линейно зависят от температуры (рис. 7,г), т. е.
~ Р^пр (^окр. I Оокр. г) = Р^ пр Д^окр.
Температурный коэффициент р пробивного напряжения примерно
равен 10-10-3-у 15• 10“3 1 /град. Динамическое сопротивление вен-
тиля /?д на участке пробоя определяется как отношение прираще-
ния напряжения к приращению тока. Сопротивление /?д уменьша-
2 Зак. 1776 17
ется с ростом обратного тока, при больших токах оно начинае
изменяться медленнее, его величина слабо зависит от температурь
В широких пределах изменений обратного тока (до 20 а) можн
принять, что /O6p-₽i(~const, для ВКДЛ произведение /ОбР/?д~1С
При работе вентилей в схеме они нагреваются проходящим че
рез них током, поэтому для них 1обр и Unp будут зависеть от величин!
нагрузки и температуры окружающей среды, т. е. в конечно;
итоге от температуры р-п перехода.
§ 2. ПЕРЕГРУЗОЧНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Обычные вентили не допускают в эксплуатации приложения 1
ним обратных напряжений, приводящих к сильному увеличении
обратного тока и как следствие — к пробою р-п перехода. Поэтом]
вентили выбирают с достаточным запасом по напряжению, чтобь
преобразователь работал надежно.
Лавинные вентили допускают перегрузки по обратному току и.
следовательно, способны выдерживать возникающие в электриче-
ских цепях перенапряжения. Эта способность определяется тем, чтс
пробивное напряжение р-п перехода в области защитного кольц!
превышает пробивное напряжение центральной части. Лавинные
вентили выдерживают пропускание через них в обратном направ-
лении импульсов энергии определенной величины. Например, энер-
гия в импульсе, выводящая вентиль ВКДЛ-200 из строя, равнг
3—5 дж при 0Р.„ = 14О°С; при температуре р-п перехода 20° С
она в 2—3 раза выше. Так как произведение мощности в импульсе
Р на его длительность t — величина примерно постоянная, то чел
короче импульс, тем большую мощность может пропустить вентил!
в обратном направлении (рис. 8,а и б).
При допустимых обратных напряжениях и возможных темпе-
ратурах окружающей среды, а также р-п перехода обратные токи
лавинных вентилей невелики (рис. 8,в). Если же при работе в схе-
ме рабочее напряжение будет превышать напряжение, при которол
начинается загиб обратной ветви вольт-амперной характеристики,
то обратные токи могут возрасти до десятков миллиампер; такие
обратные токи вызывают существенный дополнительный нагрев
вентиля (рис. 8,г) и снижают его перегрузочную способность по
напряжению и току.
Критерием перегрузки по току служит усредненная темпера-
тура р-п перехода, равная 140° С. Перегрузочные характеристики
по току полупроводниковых вентилей на 200 а в случае естествен-
ного и принудительного охлаждения и ртутных приведены на
рис. 9. Из характеристик видно, что перегрузочная способность
ртутных вентилей (кривая 4) значительно выше, чем полупровод-
никовых (кривая 5). Однако анализ реальных перегрузочных ха-
рактеристик при скорости воздуха 12 м.1сек (кривые 2 и 3) показы-
вает, что полупроводниковые вентили с малым тепловым сопро-
тивлением и небольшими прямыми падениями напряжения (до 0,5 в)
18
Рис. 8. Зависимости мощности импульса от его длительности (а и б), об-
ратного тока от окружающей температуры (в) и перегрева корпуса лавин-
ного вентиля от обратного тока (г)
Рис. 9. Перегрузочные характеристики полупроводниковых (1, 2, 3, 5, 6)
и ртутных (4) вентилей при 0окр = 25° С
2;
19
Таблица 9
Время, сек, при перегрузке по току
Тип вентиля 25% | 50% 75% 100% 1 25%
ВК2-200 (ВК-200) 123—128^ 63-64 35—40 22—26 14—17
ПВК-200 8-39 | 4—15 1,5—7 0,5-3 0—1
Примечание. нОКр“25° С.
обладают почти такой же перегрузочной способностью, какая пре-
дусмотрена ГОСТо.м для ртутных вентилей. При естественном ох-
лаждении вентили допускают меньшие перегрузки (кривая 1).
Температура р-п перехода в'одинаковых режимах нагрузки у вен-
тилей ПВК-200 в 1,5—1,6 раза выше, чем у вентилей ВК-200
и ВК2-200.
У лавинных вентилей толщина базы выпрямительного элемен-
та в области центрального р-п перехода на 60—100 мк больше,
чем в области защитного кольца. Поэтому плотность тока в облас-
ти защитного кольца выше, что приводит к незначительной пере-
грузке его по току. Вследствие этого перегрузочная способность
ВКДЛ-200 чуть меньше, чем ВКД (рис. 9,6), однако практически!
можно считать перегрузочные характеристики лавинных и обыч-
ных вентилей одинаковыми. )
Если вентиль предварительно не нагрет, то допустимые пере-]
грузки по току больше (кривая 6 и табл. 9).
§ 3. ТЕПЛОВЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ВЕНТИЛЯ
При прохождении через вентиль электрического тока в нем
выделяется мощность, величина которой определяется током и
падением напряжения на вентиле. Выделяемая мощность (мощность
потерь) приводит к нагреву вентиля и охладителя. Тепловой поток,
возникающий в р-п переходе, поступает к корпусу вентиля и вы-
воду. От корпуса вентиля тепловой поток отводится через охлади-;
тель в окружающую среду; отвод тепла от вывода обычно невелик
(при существующей конструкции). В наибольшей степени нагре-
вается электронно-дырочный переход (р-п переход), меньше корпус
вентиля, еще меньше охладитель. Температура р-п перехода воз-
растает до тех пор, пока количество выделяемого в вентиле тепла
не станет равно отдаваемому во внешнюю среду. Температура пе-
регрева р-п перехода зависит от тепловых свойств вентиля (разме-
ров вентильного диска, применяемых материалов, технологии из-
готовления, геометрии корпуса, размеров контактной поверхности),
системы охлаждения и мощности потерь.
Для удобства при тепловых расчетах вводят понятие теплового
сопротивления. Тепловое сопротивление определяется как свойство
тел препятствовать теплоотдаче. Его измеряют в ° C/em и находят
как отношение приращения температуры в месте выделения тепла
к мощности потерь.
20
Знание тепловых сопротивлений позволяет находить нагрев
исптиля в зависимости от нагрузки и интенсивности охлаждения,
осуществлять контроль качества вентилей при их изготовлении и
но время эксплуатации.
При тепловых расчетах пользуются методом электротепловой
шалогии. В этом случае тепловое сопротивление R, температура О
и потери мощности Р соответствуют электрическому сопротивлению,
напряжению и току. По аналогии с электрической цепью полное
।силовое сопротивление системы вентиль — охладитель — окружаю-
щая среда можно представить как сумму тепловых сопротивлений:
р-п. переход — корпус вентиля /?в (тепловое сопротивление вентиля),
корпус вентиля — охладитель /?охл и охладитель — окружающая
среда /?охл> т. е. R RB R ОХЛ “F -/?ОХЛ -- RB + Row Тепловые
сопротивления находят из выражений:
О — О
р___р-п иокр .
II
Яохл = Ro™ л Яохл = R-Rb= ,
rdB
где Ок — температура корпуса вентиля; ее измеряют у основания
вентиля.
Тепловое сопротивление вентилей RB изменяется в довольно
широких пределах (рис. 10,а) и зависит в значительной степени от
технологии их изготовления; среднее его значение для ВК2-200
может быть принято равным 0,14° Qlern. Тепловое сопротивление
охлаждающей системы /?охл зависит от вида охлаждающей среды,
скорости ее движения и типа охладителя (рис. 10, б, в, г и д). Ох-
лаждение корпусов вентилей несколько снижает тепловое сопро-
тивление /?охл (сравни кривые 2 и 1, рис. 10,г), в большей степени
это заметно при масляном охлаждении.
На величину /?охл влияет тепловое сопротивление корпус вен-
тиля — охладитель Rox„, которое зависит от того, как ввернут вен-
тиль в охладитель, нет ли перекосов. Поэтому, чтобы уменьшить
/?охл и в конечном итоге R, необходимо вентиль ввертывать в охла-
дитель с определенным усилием, проверять, нет ли перекоса, сма-
нивать специальной смазкой резьбу вентиля и поверхность приле-
гания к охладителю. Установка медной шайбы между вентилем и
охладителем несколько увеличивает R0XJt и повышает температуру
корпуса вентиля при номинальном токе на 1—2° С.
Зная тепловое сопротивление и среднее значение потерь мощ-
ности, нетрудно найти установившийся перегрев
де - RPdB. (4)
21
Тепловые сопротивления в стационарных и переходных режимах
различны. Величину переходного теплового сопротивления rt на-
ходят как отношение превышения температуры АО к мощности Р,
которая вызывает этот перегрев за промежуток времени t:
где Р — амплитудное значение потерь мощности.
При малых длительностях воздействующего импульса мощ-
ности (приблизительно до нескольких секунд) основную роль игра-
ет переходное тепловое сопротивление вентиля; охладитель, обла-
дая большой постоянной времени, выполняет свою роль в отводе
Рис. 10. Тепловые сопротивления вентиля (а) и охлаждающей системы при
воздушном (б и г), масляном (в) и водяном (Э) охлаждении; переходные
тепловые сопротивления при воздушном (е) и масляном (ж) охлаждении:
/ — обдув воздухом только радиаторов, 0ОКр=25°С; 2—то же корпусов вентилей и
радиаторов, 0окр=25°С; 3—«в= 0,102° C/env, 4—Яв=0,127° C/em; 5—Дв=0,183° С/ат;
6-Ц&= 0,28° С/вт
22
Таблица 10
Вид нагрузки График потерь мощности Кривая нарастания температуры Уравнения для , определения темпе- | ратуры
11епрерывная установив- шаяся ОО -+ °° t Of-n ///// ®р—п~ ^OKp^PdeP
Однократный импульс р — О© —— -f-Oo б-*" Л f-t ll h e0Hf ® f 1 ®окр ~ Р/>1 ® t2 ®окр ~~ = ^[rZ2-r(Z2_Zi)]
Перегрузка, следующая за непрерывной работой pdl •- о*» lZz р £( 4-OQ в‘, —1 t, Ч-0Окр-^в« + + (₽-^в)
Серия корот- ких импульсов р /I в еокр---Рггг ^1з ®окр “ - (r/3— r(?,-G)+ r(l3-G)1
с равной / / !•-*¥* г ®окр
амплитудой £; tp £4 .JL— -4-©с &окр 4- ! Lt" г* Г 1 1 - * ** ssT" УГ t1 +
§р—п ^окр
— PdB^ +
Импульсная
перегрузка,
следующая за
непрерывной
работой
вр-п
23
тепла только в длительных режимах работы. Поэтому перегре,
р-п перехода при коротком замыкании и срабатывании защит буде'
примерно одним и тем же в случаях воздушного, масляного и ес
тественного охлаждений.
Переходное тепловое сопротивление вентиля — величина пере
менная (рис. 10,е и ж). Зная ее, можно найти температуры пере
грева р-п перехода во время нестационарных режимов (перегру
зок, коротких замыканий).
Чтобы найти температуру р-п перехода, помимо тепловых со-
противлений, надо знать потери мощности в вентиле.
Для стационарного режима под потерями мощности в вентиле
следует понимать средние потери мощности от прямого тока
Рв =& РпрдаРав. Об их определении было сказано ранее. Дл*
переходного режима берут амплитудное значение потерь мощпостр
Рв да Рпр = Р, которое находят как произведение амплитуды токг
на амплитудное значение прямого падения напряжения.
Рассмотрим в качестве примера определение температуры р-п перехода
вентиля, для которого Д{7дв = 0,60 в и 1?в = 0,127°С/в/п. При стационарной
режиме и токе = 200 а потери в вентиле Р^в = 275 вт\ перегрев р-п пере-
хода 0р.„ = RB = 0,127-275 = 35° С.
Если через вентиль будет проходить ток 1 000 а в течение / = 0,1 сек,
то перегрев р-п перехода ДО/ = rtP. Из кривых рис. 10, е находим rt=.o , -
= 0,02° C/ет» Амплитудное значение потерь мощности Р = Uo 1В RB .
Из данных табл. 8 имеем t7o-=O,96 в и RB; - 0,00064 ом, тогда Р=0,96-103 г
+ 0,00064-10“ = 1 600 вт. Перегрев ДО/ = 0,02-1 600 = 32’ С.
Основные зависимости для определения величины температуры
перегрева структуры вентилей, приведенные в табл. 10, дают воз-
можность приблизительно найти температуру р-п перехода. Более
сложные расчеты тепловых процессов, особенно нестационарных,
также дают нам недостаточно точную информацию о величинах тем-
ператур. Поэтому после выполнения выпрямительной установки
необходимо в реальных условиях (при нагрузке, перегрузке и
коротких замыканиях) определить температуру р-п перехода.
Для измерений 0Р.„ используют косвенные методы. Выбирают
параметр, зависящий от температуры р-п перехода. Находят пред-
варительно зависимость этого параметра от 0p.rt. В дальнейшем,
используя эту зависимость, определяют 0p.rt в различных условиях
работы. Наиболее удобный метод — это измерение прямого паде-
ния на вентиле Д(7В при малых прямых токах. Зависимость прямого
падения на вентиле от температуры близка к линейной (рис. 11,а);
с повышением 0Р.„ величина Д1/в уменьшается на 1,91—2,43 мв/°С
(табл. 11).
Таблица 11
Ток, ма Уменьшение прямого падения, мв/°С
ПВК-200 ПВКЛ-200 ВКЛ-200
400 2,28 2,14—2,33 2,2 —2,34
200 1,91—2,32 2,25—2,33 2,18—2,4
100 2,43 2,34—2,43 2,19—2,38
24
Чем больше измерительный ток, тем меньше коэффициент пропор-
циональности между Д[/в и 0Р.„. Так как у разных вентилей зависи-
мости Д(/в от Qp.n несколько отличаются одна от другой, приходится
снимать тарировочные кривые. Для этого вентиль, который надо
исследовать, вывертывают из установки, помещают в термостат
и нагревают. По достижении установившейся температуры про-
Рис. И. Зависимости падения напряжения на вен-
тиле от температуры р— п перехода (а) и схема
измерений (б)
пускают через вентиль постоянный ток и измеряют на нем прямое
падение напряжения. После этого вентиль устанавливают на место
и собирают измерительную схему (рис. 11,о). Величину /изм берут
такой же, как и при снятии тарировочной кривой; /изм контролируют
с помощью миллиамперметра и вибратора осциллографа ВО1, во
время измерений ток /изн не должен изменяться. Прямое падение
напряжения на испытуемом вентиле ИВ измеряют вибратором ВО2.
Чтобы обратное напряжение мало влияло на точность измерений,
вентиль ИВ и последовательно соединенный с ним вентиль В^ шунти-
руют сопротивлением R<^Rm. Подбирая R, можно уменьшить
обратное напряжение Иобр. м на вентиле ИВ (см. рис. 11,6) практи-
25
чески до нуля. Температуру р-п перехода находят по прямому паде-
нию на вентиле Д1/в, которое вызывается измерительным током 7ИЗМ.
Наибольшая температура 0М будет перед началом коммутации тока
(точка Л), однако измерить ее описанным методом нельзя. Прак-
тически удается найти по Д[/в температуру р-п перехода 0! в мо-
мент окончания коммутации тока (точка В). Хотя 0! несколько от-
личается от 0и, по ней все же судят о нагреве р-п перехода токами
нагрузки и короткого замыкания.
Рис. 12. Зависимости температуры перегрева р-п
перехода от времени для различных амплитуд тока
через вентиль при отсутствии предварительного
нагрева
Тепловые испытания вентилей в нестационарных режимах
показывают, что при кратковременных перегрузках (в течение де-
сятых долей секунды) температура р-п перехода практически мало
зависит от типа охлаждающей системы и ее мощности. Вентили
ПВК-200 по сравнению с вентилями ПВКЛ-200 и В КД-200 (В К2-200)
более чувствительны к перегрузкам и при одних и тех же токах
имеют большие температуры перегрева р-п перехода (Д0Р.„).
У вентилей ПВКЛ-200 тепловые характеристики лучше и для
них ДОр-n (рис. 12) в два раза меньше, чем у ПВК-200; почти такие
же характеристики у ВК2-200. Приведенные на рис. 12 зависимо-
сти можно использовать при расчетах выпрямительных установок.
Они позволяют определять перегрев р-п перехода при разных вре-
менах действия защиты и амплитудах тока через вентиль.
Рост температуры р-п перехода при одном и том же значении
тока перегрузки или тока короткого замыкания (к. з.) зависит от
температуры предварительного нагрева перехода. Например, при
амплитудном значении ударного тока к. з. на вентиль 3 900 а и
предварительном подогреве р-п перехода до 78° С и 95° С после
первого полупериода тока 0Р.„ достигает соответственно 153 и 164° С.
26
§ 4. МЕТОДЫ ИСПЫТАНИЙ
Предприятие-поставщик производит контрольные испытания
каждого выпускаемого вентиля и типовые испытания каждого но-
вого типа вентиля или вентилей с частично измененными номиналь-
ными характеристиками. В объем контрольных испытаний входят:
внешний осмотр и проверка соответствия чертежам, проверка клас-
са и группы вентиля, герметичности, электрической прочности и
к осциллографу
Рис 13. Схемы измерения обратного тока (а) и падения напряжения (б)
нагрузочной способности. Заводом-изготовителем должно быть
измерено тепловое сопротивление. Во время эксплуатации перио-
дически производят внешний осмотр, измеряют обратные токи, пря-
мые падения напряжения и тепловые сопротивления. Все испытания,
если они особо не оговорены, проводят при температуре 4~20± 10° С.
Для проверки класса вентиля и измерения обратного тока мож-
но применить схему, показанную на рис. 13,а. В схеме используют
магнитоэлектрический вольтметр, подключаемый к выводам АО,
электростатический вольтметр и миллиамперметр mA до 100 ма.
Амплитуду обратного напряжения получают, умножая показания
магнитоэлектрического вольтметра на 3,14.
Обратное напряжение подается на испытуемый вентиль ИВ
через сопротивления Rit R3 и вентиль В2 от трансформатора Тр2,
величина напряжения на входе которого регулируется трансформа-
тором Тр1 (ЛАТР 220 s, 9а). Прямое напряжение шунтируется вен-
тилем Bi (десять последовательно соединенных диодов Д7Ж, за-
шунтированных сопротивлениями по 30 ком) и ток ограничивается
сопротивлением Ri (два последовательно соединенных сопротив-
27
лений ПЭ-75). Сопротивление /?2 служит начальной нагрузкой и
его подбирают такой величины, чтобы выйти на линейную часть
вольт-амперной характеристики вентиля В2. Сопротивления и
представляют собой делитель из 11 сопротивлений по 100 ком;
Ri,Ra и С подбирают в зависимости от типа вольтметра.
Класс вентиля определяют следующим образом. Вентиль поме-
щают в термостат и нагревают до установившейся температуры 140 г
±5° С. После этого на вентиль подают обратное напряжение и
измеряют среднее значение обратного тока. Обратное напряжение
увеличивают до загиба обратной ветви вольт-амперной характерис-
тики, т. е. до того момента, когда небольшой прирост напряжения
вызывает резкое увеличение обратного тока. Величину номиналь-
ного обратного напряжения устанавливают равной 0,5 (обычные
вентили) или около 0,8 (лавинные вентили) от максимального
значения напряжения, при котором начинается загиб вольт-ампср-
пой характеристики.
Обратную ветвь вольт-амперной характеристики можно наблю-
дать с помощью электронного осциллографа; для этого на одну
пару пластин (Х-Х) подают обратное напряжение, а на другую
пару пластин (У-У) — напряжение, пропорциональное обратно-
му току.
С помощью схемы рис. 13,а можно измерить и обратные токи
при любом амплитудном значении обратного напряжения. Обрат-
ный ток измеряют при максимально допустимой температуре элек-
тронно-дырочного перехода (r-140° С); величина его не должна
превышать заданных значений.
Группу вентилей устанавливают по величине прямого паде-
ния напряжения. Это напряжение измеряют при пропускании че-
рез вентиль однополупериодного синусоидального тока частотой
50 гц; замеряют средние значения тока и падения напряжения. Схе-
ма измерений показана на рис. 13,6. Трансформатор Тр1 является
регулирующим, а ТрЗ— нагрузочным с коэффициентом трансфор-
мации 220/12 в; сопротивление R служит для увеличения продол-
жительности прохождения тока через испытуемый вентиль ИВ
до 180° эл. Вентиль ИВ включают последовательно с вентилем В6 и
шунтируют сопротивлением RB = 14-2,5 ом; это делают для того,
чтобы практически все обратное напряжение прикладывалось к
вентилю В6 и не влияло на точность измерений. Вентили со средним
значением прямого падения напряжения 0,40—0,50 s относят к
группе А; 0,51—0,60 в — к группе Б и 0,61—0,70 в — к группе В.
Величины падения напряжения указывают в паспорте и непосред-
ственно на вентилях.
Прямое падение напряжения измеряют также при пропускании
через вентиль постоянного тока. Следует иметь в виду, что в этом
случае величину падения напряжения получают примерно в два
раза большей, чем при измерениях на переменно,м токе.
Нагрузочные испытания проводят при номинальных значениях
тока и напряжения и заданных перегрузках. Вентиль не должен
28
пробиваться, и измеренный через 2 ч после окончания испытаний
обратный ток не должен превышать нормируемых значений.
Электрическую прочность можно проверить, используя схему
рис. 13,а. В соответствии с ГОСТом «... вентили должны в течение
10 сек выдерживать без пробоя амплитудное обратное напряжение,
равное полуторакратному номинальному обратному напряжению
при рабочей температуре вентиля».
Для проверки герметичности вентиль погружают на 1—2 мин
в нагретую до 80° С воду; если в течение этого времени из вентиля
не будет выделяться пузырьков воздуха, то считают, что он выдер-
жал испытания. Можно также погружать вентили на 15 мин в эти-
ленгликоль и глицерин, нагретые до 125° С.
Термостойкость на устойчивость к многократным циклическим
изменениям температуры проверяют, помещая вентили, не нагру-
женные током, в камеру холода с температурой —40° С на 2 ч, а
затем в термостат с температурой 4-140°С на такое же время. После
испытаний не должны быть нарушены герметичность и механиче-
ская прочность вентиля, а прямое падение напряжения и обратный
ток не должны превышать максимально допустимых величин.
Для проверки влагостойкости вентиль помещают на 48 ч в ка-
меру влаги с относительной влажностью 95дЗ% при температуре
40- _5° С. Через 3 ч после извлечения из камеры и удаления влаги
замеряют обратный ток.
Вентили испытывают также на механическую прочность (виб-
ропрочность и ударопрочность). Эти испытания проводят на спе-
циальных стендах. При испытаниях на вибропрочность вентили
прикрепляют к платформе вибрационного стенда, сообщающей им
синусоидальные колебания с частотой 50 гц и ускорением 7,5 g.
Вентили подвергают вибрации в двух взаимно перпендикулярных
направлениях по 30 мин. Для проверки ударопрочности вентили
жестко прикрепляют к платформе ударного стенда, сообщающей
им удары с частотой повторения 20—80 ударов в минуту и ускоре-
нием 12 g; общее число ударов (при испытаниях в двух взаимопер-
пендикулярных направлениях) равно 500. Вентили испытывают,
не нагружая их током; после испытаний измеряют обратный ток
и падение напряжения, их значения не должны превышать допу-
стимых величин.
На стабильность характеристик вентили испытывают в те-
чение 100 ч при окружающей температуре 20i5° С и номинальных
значениях тока и напряжения.
Глава III
СХЕМА ВЫПРЯМЛЕНИЯ
И ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ
ВЫПРЯМИТЕЛЯ
§ 1. СХЕМА ВЫПРЯМЛЕНИЯ ЗВЕЗДА (ТРЕУГОЛЬНИК) —
ДВЕ ОБРАТНЫЕ ЗВЕЗДЫ С УРАВНИТЕЛЬНЫМ РЕАКТОРОМ
На тяговых подстанциях электрифицированных железных до-
рог постоянного тока нашли применение шестифазные схемы вы-
прямления. Такой выбор числа фаз выпрямителя удовлетворяет
ряду требований и стремлению обеспечить повышенный коэффици-
ент использования меди обмоток тягового трансформатора, полу-
чению в питающей сети переменного тока минимальной величины
гармонических составляющих, а также приемлемой формы кри-
вой выпрямленного напряжения.
Медь обмоток трансформатора лучше всего используется в трех-
фазных схемах выпрямления, поэтому при создании шестифазных
схем обеспечивают продолжительность горения анодов, как и в трех-
фазных, т. е. не менее 120° эл. Последнее требование особенно
трудно выполнимо для 12-фазной схемы, поэтому она не получила
применения. Наибольшее практическое распространение получила
схема звезда (треугольник) — две обратные звезды с уравнитель-
ным реактором (нулевая схема) и незначительное применение имеет
трехфазная мостовая схема. Это объясняется следующим.
Использование для преобразования тока ртутных выпрямителей
потребовало последовательного соединения их для повышения
надежности работы, что увеличило общие потери, несмотря на
некоторую относительную экономичность тягового трансформатора
трехфазной мостовой схемы выпрямления.
В схеме выпрямления две обратные звезды с уравнительным реак-
тором сетевые обмотки тягового трансформатора могут быть соеди-
нены в звезду или в треугольник. Вертикальные обмотки представ-
ляют собой две самостоятельные трехфазные группы: прямую и
обратную звезду, подключенные соответственно к вентилям 1,3,5
и 2, 6, 4 (рис. 14, а). Выпрямленные напряжения двух групп аъ ba, с5
ис2, «4, Ьв представлены на рис. 14, бив. Группы работают с относи-
тельным-сдвигом во времени в 60° эл. Для упрощения принято, что
коммутации тока (переходы тока с одного вентиля на другой)
происходят мгновенно. В рассматриваемой схеме выпрямления
30
прямая и обратные звезды работают параллельно, что обеспечивает-
ся включением между их нулевыми точками и 02 уравнительного
реактора, который и воспринимает на себя разность мгновенных
значений напряжений параллельно работающих звезд. Эта раз-
ность напряжений (рис. 14,а и д; заштрихованные зоны) получа-
ется в результате наложения кривых (рис. 14,6 и в) одна на другую.
Уравнительный реактор способен ее компенсировать, если в его
U„o = 3G205 15%
= Uvo
Рис. 14. Схема выпрямления — две обратные звезды с уравнительным реак-
тором
обмотке будет наводиться э. д. с. самоиндукции «ур. Необходимым
условием для образования э. д. с. иур является протекание намагни-
чивающего тока, величина которого должна быть не менее крити-
ческой. В случае уменьшения намагничивающего тока до значения
менее критического, что может быть при общем токе выпрямитель-
ной схемы /^<5-4-7 а, параллельная работа звезд нарушается и
напряжение холостого хода повышается. В конструкциях старых
тяговых трансформаторов нулевой схемы выпрямления предусмат-
ривалось независимое намагничивание уравнительного реактора
с помощью утроителя частоты. Однако в последние годы утронтели
частоты не устанавливают. На тяговых подстанциях магистральных
железных дорог при существующем графике движения поездов
практически редко бывают моменты, когда нет нагрузки и почти
всегда ток нагрузки превышает критический ток намагничивания
уравнительного реактора.
31
Реактивное сопротивление уравнительного реактора препятст-
вует протеканию тока между точками 0х и 02, 110 оно Iie препятст-
вует одновременному протеканию токов от нулевого вывода реак-
тора к точкам Oi и 02, так как при этом магнитный поток ветви
практически полностью компенсирует поток ветви ОО2. Обмотки
реактора делят на секции и размещают на стержнях сердеч-
ника.
На рис. 14,д кривая ud представляет мгновенные значения вы-
прямленного напряжения, определяемые полусуммой фазных на-
пряжений четной и нечетной звезд, вследствие чего кривая выпрям-
ленного напряжения имеет такую же пульсацию, как и обыкно-
венная шестифазная схема выпрямления. Максимальное значение
выпрямленного напряжения UaM ниже амплитуды фазного напря-
жения вентильной обмотки тягового трансформатора:
UdM = sin = 0,866 UM.
Форма кривой выпрямленного тока Id (рис. 14,е) будет подоб-
на кривой выпрямленного напряжения ud. Благодаря наличию
уравнительного реактора Lyp общий ток Id разветвляется в сред-
ней точке 0. Учитывая, что длительность прохождения тока через
каждый вентиль составляет 120° эл (без учета продолжительности
коммутации), а моменты коммутации вентилей двух трехфазных
групп сдвинуты относительно друг друга на 60й эл, то в каждый
момент будут проводить ток параллельно два вентиля. Один из
этих вентилей подключен к нечетной звезде, другой к четной, в ре-
зультате значение тока IdK равняется сумме двух токов 1ВМ (рис. 14,е).
Последовательность горения вентилей в рассматриваемой схеме
выпрямления соответствует порядковым номерам вентилей.
Важной количественной оценкой каждой схемы выпрямления
является максимальное обратное напряжение С/обр.м между анодом
и катодом вентиля в нерабочий период (см. рис. 14,ж):
6/ОбР.м - /2-/3^,0-2,44(>'г,0.
§ 2. ТРЕХФАЗНАЯ МОСТОВАЯ СХЕМА ВЫПРЯМЛЕНИЯ 1
На рис. 15,а представлены две трехфазные группы вентилей,
подключенных в противофазе к вентильным обмоткам тягового
трансформатора. Четные вентили (4, 6, 2), у которых объединены
аноды, образуют анодную группу, а нечетные вентили (1, 3,5) —
катодную. Вентили этих трехфазных групп работают с относитель-
ным сдвигом во времени в 60° эл независимо друг от друга. С целью
упрощения принимаем, что коммутация вентильных токов проис-
ходит мгновенно, а продолжительность горения вентилей в этих
Впервые предложена инж. А. Н. Ларионовым
32
\словиях составляет 120° эл. В результате того, что общий ток I d.
и каждый момент времени проходит последовательно через вентили
четной и нечетной групп, результирующая пульсация вы-
прямленного тока (и напряжения) такая же, как и в простой шести-
фазной схеме выпрямления. Такое последовательное прохож-
дение тока по двум вентилям двух различных групп осуще-
!5'9 3 -5%
Рум ' V - и,;
Рис. 15. Трехфазная мостовая схема выпрямления'
сгвляется за счет изменения потенциальных условий между анодом
и катодом неуправляемого вентиля или группы полупроводнико-
вых вентилей, соединенных последовательно.
С целью пояснения работы мостовой схемы выпрямления на
рис. 15,6 даны кривые фазных напряжений Uv0 вентильных обмо-
юк трансформатора или анодные напряжения вентилей. Эти
анодные напряжения образуют линейные (коммутирующие) напря-
жения ил, имеющие наибольшие положительные значения в указан-
ных стрелками интервалах времени (рис. 15,в). Между моментами
времени I и II наибольшее положительное значение имеет линей-
ное напряжение i/j-з (оно же Un(a_b}), между стрелками II и III—
i Зак. 1776 33
U!_5 (или 1/л(а_е)) и т. д.; порядковые номера стрелок соответст-
вуют последовательности вступления в работу вентилей схемы.
Проследим путь тока, начиная с момента времени I. С этого мо-
мента наибольшее положительное значение приобретает напряже-
ние Ui-з и ток IdB под его действием пойдет по вентильной обмотке а,
через вентиль 1, сопротивление нагрузки, вентиль 6 и замкнется
через обмотку трансформатора Ь. Напряжение ud на нагрузке бу-
дет равно линейному напряжению t/i-з до момента II, когда наи-
большего положительного значения достигнет линейное напряже-
ние U1-5- Ток Цв под действием этого напряжения перейдет с
вентиля 6 на вентиль 2 и до момента III будет проходить по вен-
тильной обмотке а, через вентиль 1,2 и замыкаться уже через
фазу трансформатора с. В интервале времени II—III напряже-
ние на нагрузке ud будет равно линейному напряжению Ана-
логично в момент времени III под действием положительного
линейного напряжения t/з-о ток Idb перейдет с вентиля 1 (фаза а)
на вентиль 3 (фаза Ь) и далее через нагрузку, вентиль 2 к фазе с.
Напряжение на нагрузке в этом интервале будет равно £/3—5 и т. д.
Таким образом, кривая выпрямленного напряжения ud (рис. 15,г)
является огибающей верхних полуволн линейных напряжений
вентильных обмоток трансформатора (см. рис. 15,в), а ее форма
соответствует пульсации обыкновенной шестифазной схемы выпрям-
ления.
Анализируя кривые напряжений и токов (рис. 15,в, а, д), на-
ходим, что амплитуда обратного напряжения вентилей UoGp. м равна
амплитуде линейного напряжения С/лм питающего трансформатора,
или максимальному значению выпрямленного напряжения UdM', ам-
плитудное значение тока 1ВЫ через вентили схемы равно амплитуд-
ному значению выпрямленного тока Д/м.
Параметры трехфазной мостовой схемы выпрямления даны
в табл. 12.
Таблица 12
Показатели Параметры для
трехфазной мостовой схемы схемы звезда (тре- угольник)—две об- ратные звезды с уравнительным реактором
Напряжение холостого хода, Ud0 Эффективное значение фазного тока вентильной обмотки трансформа- тора, 1в Эффективное значение анодного то- ка, /а Среднее значение анодного тока, IdB Эффективное значение тока в сете- вой обмотке трансформатора, /с . Типовая мощность трансформатора, St 2,34{/„o 0,815/d 0,577/j 0,333/d 0,47Urf (0,815zrf)* 1,045Pd 1,17^ 0,289/d 0,289/rf 0,167Л/ 0,408/d (0,815Zd)* l,26Prf
* Значение /с =0,8 j5 приведено для схемы соединения обмотки в треугольник.
34
§ 3. ВНЕШНЯЯ ХАРАКТЕРИСТИКА
Внешняя характеристика представляет собой зависимость сред-
него значения выпрямленного напряжения Ud от тока нагрузки I d
(рис. 16). Вследствие коммутаций, приводящих к кратковременным
коротким замыканиям между фазами, напряжение Ud уменьшается
с увеличением тока Id. Наклон характеристики зависит от мощности
питающей системы, мощности преобразовательных агрегатов и их
числа, активных сопротивлений схемы. В трехфазной мостовой
схеме выпрямленное напряжение при холостом ходе, т. е. при от-
сутствии нагрузки (точка С, рис. 16,а):
= sin к = 2,34 6'7,о,
где Uvo — действующее значение фазного напряжения вентильной
обмотки трансформатора.
Внешнюю характеристику агрегата, собранного по схеме две
обратные звезды с уравнительным реактором, можно разделить
на два участка. На первом участке в пределах изменения тока Id
от критического /кр до нуля выпрямленное напряжение резко воз-
растает (прямая Cid, рис. 16,а). Это объясняется особенностями
работы уравнительного реактора, который при токах, меньших /кр,
действует как обычная индуктивность; при этом схема переходит
н шестифазный режим и напряжение возрастаете 1,17 Сг,оД0 1,35 t/I0.
Увеличение напряжения холостого хода
Д£Л = .100 = 1 >1?. 1 оо = 15%,
d Ud0 1.17
На втором участке характеристики при токах нагрузки /^/кр
напряжение Ud снижается, наклон характеристики такой же, как
и для трехфазной мостовой схемы (при той же мощности трансфор-
матора).
В реальных условиях работы возрастание выпрямленного на-
пряжения начинается при токах нагрузки 150—200 а и менее (кри-
3* 35
вая 2, рис. 16,а); подобный подъем напряжения вызван влияние!^
емкостей сглаживающего устройства. 1
Внешняя характеристика полупроводникового агрегата (кри-
вая 3, рис. 16, б) почти такая же, как и у агрегатов с ртутными вы-s
прямителями (прямая 4у, разница только в величинах падений’
напряжения на вентилях. (
Аналитические выражения внешней характеристики:
для схемы выпрямления две обратные звезды с уравнительнььм
реактором '
Vd = 1,17 Uvo (1 ± - 0,239 (Хс + ld -
(X sR \
₽с + l/+ir)^ + sU0’ (5)
для трехфазной мостовой схемы
Ud = 2,34 Uv0 (1 ± - 0,955 (хс + Id -
-2^c + ^ + -^)7d-2Sty0, (6)
где рс — изменение напряжения питающей сети;
Хс и Хт — индуктивные сопротивления сети и рассеяния тягового
трансформатора, отнесенные к фазному напряжению
—3 020 в и Uv0 = 1510 в;
Rc и — активные сопротивления сети и тягового трансформа-
тора;
s и а — число последовательно и параллельно соединенных вен-
тилей фазы;
N — число параллельно работающих агрегатов.
Вследствие меньшего падения напряжения на вентилях внеш-
няя характеристика агрегата с полупроводниковым выпрямителем
идет несколько выше, чем у агрегата с ртутным выпрямителем.
С повышением класса вентилей и внедрением лавинных вентилей
прямое падение напряжения будет уменьшено и характеристика
еще более поднимется.
§ 4. ток КОРОТКОГО замыкания
Методика расчета тока короткого замыкания в схемах выпрям-
ления с полупроводниковыми и ртутными вентилями одна и та же.
Наибольшую опасность для полупроводникового выпрямителя
представляют короткие замыкания (к. з.) на шинах выпрямлен-
ного тока и вблизи тяговой подстанции. В этих случаях установив-
шееся значение тока к. з. находят из выражений:
36
для схемы выпрямления две обратные звезды с уравнительным
реактором
(7)
для трехфазпой мостовой схемы выпрямления
При составлении выражений для 1К частью падения напряже-
ния па вентилях (st/0) пренебрегают, так как оно менее 25 в,
/' I R s \
но учитывают часть падения I—~—I, зависящую от тока.
Амплитудное значение тока к. з., проходящего через вентиль,
соответственно равно и продолжительность его 180° эл.
Таблица 13
Тип преобразовательного
трансформатора
УТМРУ-6300/35 и ТМРУ-6200/35 . .
ТМРУ-16000/10—I.................
ГДРУНГ-20000/110 ..............
ТМР-5600/35 (спец) .............
ТМР-11000/10 ...................
Хт, ом /?т, ом
0,56-0,61 0,05-0,06
0,173 0,016
0,38 0,0206
0,153-0,168 0,021
0,0833x2 0,008
Величины Хт, 7?т и Хс находят из табл. 13 и 14, а RB— из
табл. 8. Rc можно примерно принять равным (0,34-0,5) Хс. При
коротких замыканиях на шипах тяговой подстанции Rp + RK.c~
» 0,02 ом, а вблизи подстанции Rp + RK с — 0,05 4- 0,1 ом.
Таблица 14
SK, Мва Хс, ом {(Jvo=3 020 в) Хс, ом (С7Г0=1 510 в)
200 0,136 0,0347
300 0,091 0,0231
500 0,054 0,0139
1000 0,027 0,0070
Возможные значения тока при коротких замыканиях на шинах
подстанции для различных преобразовательных трансформаторов
приведены в табл. 15.
37
Таблица 15
Тип преобразовательного трансформатора SK, Мва у /к, а
(Яр+Як. с=0) <Яр+Як. с=0.05)
ТМРУ-6200/35 и УТМРУ- 300 1 13 200 12 800
6300/35 300 2 23 100 21 200
1 24 000 22 200
ТМРУ-16000/10 150 2 31 500 27 800
150 1 25 800 21 000
ТДРУНГ-20000/110 оо 2 50 600 40 000
§ 5. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
На оборудование подстанции воздействуют внешние (атмосфер-
ные) и внутренние (коммутационные) перенапряжения. Внешние
перенапряжения попадают на подстанцию со стороны фидеров по-
стоянного тока и линий электропередачи. Внутренние перенапряже-
ния появляются при отключениях преобразовательного трансфор-
матора, включениях сглаживающего устройства, коротких замы-
каниях.
Индуктированные перенапряжения, попадающие на подстан-
цию со стороны контактной сети, ограничиваются емкостями
сглаживающего устройства; возникающие перенапряжения имеют
колебательный характер (рис. 17,а). При «срезе» волны в случаях
срабатывания разрядника или перекрытиях изоляции появляются
перенапряжения более высокой частоты (рис. 17,6).
В схеме выпрямления две обратные звезды с уравнительным
реактором перенапряжения, которые появляются на шинах под-
станции, оказываются почти полностью приложенными к вентиль-
ной обмотке преобразовательного трансформатора. За счет значи-
тельной магнитной связи на обмотке противоположной фазы воз-
никают такой же величины напряжения. Поэтому на вентилях
(между анодом и катодом) перенапряжения оказываются почти в
два раза выше напряжений на шинах подстанции (рис. 17,в), а при
«срезе» в 2,2—2,4 раза больше (рис. 17,г).
Переход волн с сетевых на вентильные обмотки преобразователь-
ного трансформатора также вызывает перенапряжения между ано-
дами и катодами, величины их могут быть значительными (20—25 кв).
Наибольшие внутренние перенапряжения возникают во время
отключения тока короткого замыкания, при этом амплитуда их на
шинах подстанции достигает 10—12 кв, а продолжительность со-
ставляет десятые доли секунды.
Перенапряжения на шинах подстанции (рис. 17,6) вызывает
увеличение обратного напряжения на вентилях. В схеме выпрям-
ления две обратные звезды с уравнительным реактором обратное
напряжение на вентилях (рис. 17,е) увеличивается на большую
38
величину, чем в трехфазной мостовой схеме выпрямления (рис. 17,ж);
относительное увеличение обратного напряжения будет в обоих
случаях одно и то же. В мостовой схеме дополнительное перенапря-
жение U (на рис. 17, ж заштриховано) равняется половине разно-
Рис. 17. Перенапряжения в схеме преобразователя
сти между перенапряжением на шинах подстанции иш и выпрямлен-
ным напряжением Ud. Перенапряжения на вентилях возникают
также во время очередных коммутаций тока.
Отключение ненагруженного преобразовательного трансформа-
тора приводит к появлению на обмотке перенапряжений в 1,4
1,97 раза больше фазного напряжения Uv0 (рис. 17,з).
39
§ 6. ВЫБОР СХЕМЫ ВЫПРЯМЛЕНИЯ
Для ртутных выпрямителей характерен такой недостаток, как
обратные зажигания; у кремниевых выпрямителей нет обратных
зажиганий. Надежность кремниевых вентилей, характеризуемая
безотказностью работы, значительно выше. Кремниевые вентили
обладают малым временем включения и выключения, постоянно
готовы к работе, не требуют специальных помещений для установки.
Недостаток их — чувствительность к перегрузкам и перенапряже-
ниям. Однако в связи с тем, что вентильную установку на полу-
проводниках можно рассчитать, приняв во внимание необходимые
коэффициенты запаса, эти недостатки удается избежать. Кроме
того, такой выпрямитель может быть выполнен на любой номи-
нальный ток и обратное напряжение; количество параллельно сое-
диненных вентилей определяют по допустимым перегрузкам, ко-
личество последовательно соединенных — по максимально воз-
можным перенапряжениям. Имеется полная возможность согласо-
вать перегрузки вентильной установки и трансформатора.
В случае использования кремниевых вентилей меняется под-
ход к выбору параметров схем выпрямления. Ртутные вентили,
рассчитанные на полное обратное напряжение схемы выпрямления,
для повышения надежности соединяют последовательно, вследствие
этого возрастают потери и мостовые схемы оказываются неэкономич-
ными. Когда преобразователь состоит из отдельных вентилей
с номинальным напряжением, в несколько раз меньшим рабочего;
общее их количество в схемах остается одно и то же, не меняются
также и потери электроэнергии. Это объясняется тем, что при пере-
ходе от пулевой схемы к мостовой в два раза увеличивается коли-
чество параллельно соединенных и в два раза уменьшается ко-
личество последовательно соединенных вентилей. Поэтому крите-
рием выбора схемы выпрямления служат меньшие потери в тяго-
вом трансформаторе, надежность, удобство и простота обслужи-
вания. В этих условиях мощный тяговый трансформатор для
мостовой схемы будет несколько экономичней тягового трансфор-
матора на тот же ток для нулевой схемы. Однако такой мощный
трансформатор для мостовой схемы еще не разработан, к тому
же замену существующих агрегатов с ртутными выпрямителями
на полупроводниковые экономичней производить, заменяя ртут-
ные вентили кремниевыми и используя существующие тяговые
трансформаторы для нулевой схемы, которые находятся в хорошем
рабочем состоянии. Для усиления и строительства новых тяговых
подстанций постоянного тока с мощными полупроводниковыми вы-
прямителями целесообразно разработать тяговый трансформатор
для мостовой схемы выпрямления на номинальный ток 2 000—3 000 а.
Выпрямители, собранные по схемам две обратные звезды
с уравнительным реактором и трехфазной мостовой, имеют при-
мерно одно и то же количество вентилей и элементов. Поэтому
с точки зрения надежности и экономичности они эквивалентны.
40
I Io сравнению с ртутными выпрямителями с последовательным
соединением вентилей полупроводниковый выпрямитель из вен-
шлей 5-го класса и выше значительно экономичнее. Например,
выпрямитель из вентилей 10-го класса позволяет сократить по-
тери на 35—50 кет при средней нагрузке 1500—1 700 а (рис. 18),
что дает годовую экономию электроэнергии 310—440 тыс. квт-ч.
Рис. 18. Зависимости потерь в ртутном (?) и полупроводни-
ковом (2, 3) выпрямителях от тока нагрузки
Выбор схемы выпрямления для тяговой подстанции зависит
от потерь энергии в тяговом трансформаторе (табл. 16).
Из данных таблицы ясно, что при существующих трансформа-
торах трехфазную мостовую схему целесообразно использовать,
если нагрузки менее 2 000 а.
Таблица 16
1 (агрузка, а Суммарные потери, от, для трансформаторов типа
УТМРУ-6300/35 (два) ТМРУ-16000/10-1 ТДРУПГ-20000/110 ТМР-1 1000/10
0 50 000 49 500 41 540 30 400
1 000 65 300 58 000 53 340 42 900
2 000 111 300 83 500 88 540 80 400
3 000 188 000 123 150 147 480 143 400
4 500 361 000 221 500 279 540 284 400
В связи с тем что на тяговых подстанциях электрифицированных
железных дорог применяют главным образом схему две обратные
шезды с уравнительным реактором, причем экономические пока-
1атели имеющихся в эксплуатации трансформаторов для этой схемы
41
при больших нагрузках не хуже, чем у трансформаторов для трех-
фазной мостовой схемы, было принято решение сохранить сущест-
вующую схему выпрямления, а полупроводниковый выпрямитель
выполнять таким образом, чтобы его можно было использовать
также и в трехфазной мостовой схеме.
§ 7. ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ ПОЛУПРОВОДНИКОВОГО ВЫПРЯМИТЕЛЯ
При выборе параметров полупроводникового выпрямителя оп-
ределяют количество последовательно и параллельно соединенных
вентилей, величины шунтирующих емкостей и сопротивлений;
рассчитывают контуры RC, подсоединяемые к выводам вентильных
обмоток преобразовательного трансформатора.
Количество последовательно соединенных вентилей s выбирают
с учетом максимально возможных перенапряжений до 24 кв между
анодом и катодом (возможные остаточные напряжения на разряд-
никах РВМ), неравномерности распределения обратного напряже-
ния 10—15% и требований ГОСТ 10662—63, согласно которому
вентили должны выдерживать в течение 10 сек полуторакратное но-
минальное напряжение. При этих условиях наибольшее расчетное
- " 24-1,15 1О
напряжение анод-катод будет равно—j-g—18 кв.
Число последовательно соединенных вентилей находят из выра-
жений:
для схемы две обратные звезды с уравнительным реактором
180 . , . „
Si = + S -ф s ;
для трехфазной мостовой схемы
„ 90 . , . „
S-2 = + S + S ,
где К — класс вентиля;
s' — количество запасных вентилей, обычно s' — 1—2;
s" — число, округляющее s до целого значения.
В случае применения лавинных вентилей их количество выби-
рают по условиям рассеяния в них энергии возникающих перена-
пряжений. Общее количество лавинных вентилей значительно мень-
ше, чем обычных. Можно, например, подойти следующим образом
к выбору s. Наибольшей энергией обладают коммутационные пере-
напряжения, они наиболее часты при включениях и отключениях
преобразователя. Чтобы не подвергать лавинные вентили воздей-
ствию этих перенапряжений, можно отстроиться от них, т. е. вы-
брать такое s, при котором суммарное напряжение лавинообразо-
вания будет равно или несколько больше амплитуд появляющихся;
внутренних перенапряжений. При наличии цепочек RC, подсоеди-1
няемых к вентильным обмоткам преобразовательного трансформа4
тора, наибольшие перенапряжения в 1,4—1,5 раза превышают i/06p;i
42
с учетом повышения напряжения в питающей сети на 10% расчет
следует вести на 1,1 • 1,5 • £/Обр — 1,1 • 1,5 • }/б-3 020«12 000 в.
Для схемы две обратные звезды с уравнительным реактором
12 000 , , , „ 100 , , , „
si = -ц— is -Fs = уTs + s';
для трехфазной мостовой схемы
50 , , „
S2 = Д-- -г s -Г S ,
где — минимальное значение напряжения лавннообразовапия:
ил--- 1,2/<.
Число последовательно соединенных вентилей з при разных
схемах выпрямления приведено в табл. 17.
Таблица 17
Тип вентиля
ВК2-200 .......................
ВКДЛ-200 ......................
Sj и s2 при различных классах вентилей
5 6 7 8 9 10
36—38 30—32 26—28 23—25 20—22 18—20
18-19 15—16 13—14 12—13’10—11 9—10
20—22 17—19 15—17 13—1541—13 10—12
10-11 9—10 8—9 7—8 6-7 5—6
Примечание. В числителе стоит число последовательно соединенных
вентилей для схемы две обратные звезды с уравнительным реактором , а в
знаменателе—для трехфазной мостовой схемы (s2).
Количество параллельно соединенных вентилей а выбирают ис-
ходя из возможных нагрузок и токов короткого замыкания. Крем-
ниевые вентили позволяют осуществлять выпрямители с такой же
перегрузочной способностью, как у трансформатора. Полупровод-
никовый выпрямитель можно проектировать с таким расчетом,
чтобы он выдерживал токи короткого замыкания в течение времени
действия защиты и срабатывания отключающих аппаратов; при
этом следует увеличить а. Можно также выбирать параметры вы-
прямителя из условий наибольших нагрузок и устанавливать мак-
симально допустимый ток короткого замыкания; в этом случае бы-
вает необходимо принимать меры по уменьшению времени действия
защиты и ограничению токов короткого замыкания. Вначале а
выбирают ориентировочно по наибольшему току /м, допускаемому
для трансформатора, а потом проверяют и уточняют по току корот-
кого замыкания.
Перегрузочная способность кремниевых вентилей невелика,
и полупроводниковый выпрямитель рассчитывают на длительный
ток, равный наибольшему допустимому току /м трансформатора.
Число а находят из выражения
/d}BmKn
4” а >
43
где 1,2 — коэффициент, учитывающий неравномерность распре-
деления тока между параллельно соединенными венти-
лями;
т — число фаз;
ки — коэффициент нагрузки, определяющий надежность ра-
боты выпрямителя;
а' — число, округляющее а до целого.
При коротком замыкании в контактной сети ток ограничивает-
ся двумя последовательно соединенными быстродействующими вы-
ключателями до 10 000 а\ время действия тока равно 0,04 сек. Ам-
плитудное значение тока через вентиль в схеме две обратные звезды
с уравнительным реактором равно • 1,2; при коротком за-
мыкании на шинах подстанции ток достигает 22 000 а, а через веп-
тиль---------- 1,2; в трехфазнои мостовой схеме токи через вен-
тили будут примерно в два раза больше. Наиболее тяжелый режим —
это короткое замыкание в тот момент, когда выпрямитель нагру-
жен максимально допустимым током. Можно принять, что ток че-
рез вентиль будет изменяться согласно рис. 19, а. Нагрев р-п пе-
рехода при этом режиме определяется средней мощностью потерь
Р(1ВО, вызванной прохождением через вентили тока нагрузки, и до-
полнительной мощностью потерь Рп, вызванной током короткого
замыкания. Температуру р-п перехода 0р.„ при действии п импуль-
сов тока короткого замыкания /кзв можно найти из уравнения
Ор-п й0Кр — Рdnp РТ -| Р
где Pdao — средняя мощность потерь, соответствующая
току нагрузки IdB0 (Pdvo находят по кривым
рис. 6);
Р„ — амплитудное значение мощности потерь,
вызванных током короткого замыкания;
РТ — полное тепловое сопротивление системы,
равное сумме тепловых сопротивлений вен-
тиля и охлаждающей системы;
//„> rz, и г/п — переходные тепловые сопротивления, соот-
ветствующие моментам времени tn, т, (т-р^и)
и tn (г определяют по кривым рис. 10).
Допустимую амплитуду мощности потерь находят из выражения
п___ ^р-п ^окр Д/всДт A" PdBO rtn i ,
1 п / / t \ •
7% + 11-^Н + /и)-^ + Г'и
44
Пользуясь выражениями (9) и (10), можно решить следующие за-
;ачи: определить температуру р-п перехода для режимов корот-
кого замыкания и кратковременных перегрузок; найти допустимую
мощность потерь при предварительном нагреве р-п перехода
(см. кривые рис. 19, б) и по ней допустимые перегрузки; подсчи-
Рис. 19. Кривые тока короткого замыкания (а),
зависимости допустимых средних потерь мощности
от предварительного нагрева р-п перехода (б)
и зависимости тока короткого замыкания от на-
чального тока нагрузки и длительности действия
защиты (о)
гать необходимое количество параллельно соединенных вентилей а
з зависимости от тока короткого замыкания, времени действия
защиты и отключающих устройств, допустимой нагрузки и задан-
ной 0р.п; рассчитать допустимый ток короткого замыкания при за-
данных параметрах установки и времени действия защиты и отклю-
чающих устройств.
Расчет допустимого тока короткого замыкания и необходимого
количества параллельно соединенных вентилей весьма важен, ко-
гда проектируют выпрямительную установку и выбирают устрой-
ства защиты.
45
Предельная допустимая температура р-п перехода (усреднен-
ная температура) принимается равной 4-140° С. Однако согласно
исследованиям, проведенным в научно-исследовательских инсти-
тутах и на заводах, для не часто повторяющихся перегрузок допу-
стима температура 4-160° С, а для единичных кратковременных
перегрузок -j-180° С.
Условия работы выпрямительных установок тяговых подстан-
ций имеют свои особенности: значительные колебания нагрузки
(максимальные нагрузки превышают средние в три и более раз),
относительно частые короткие замыкания на контактной сети и ред-
кие короткие замыкания на шинах подстанции и на землю. По-
этому целесообразно для режимов нагрузки и коротких замыканий
в контактной сети принять предельно допустимую температуру
р-п перехода 4-140° С, а для коротких замыканий на шинах под-
станции 4-180° С.
Для подсчета максимально допустимого тока к. з. при задан-
ных параметрах установки и тока нагрузки воспользуемся выра-
жением (10); после подстановки 0р.п — 0окр = А0р.п = 180— 40 -
= 140°С, ~ л и т = 2л получим
_ 280-2PrfBO(/?T-r/n)
П г/п4-г(т+м-2с + 2г/и •
С другой стороны, амплитудное значение мощности потерь, выз-
ванных током к. з.,
РП ~ U. /кзв -J- Rb Дзв; (12)
Из выражения (12) найдем /кзв:
+ <13’
Подсчитав Рп по выражению (И) и подставив его в выражение (13),
найдем /кзв. Если учесть неравномерность распределения тока 20%
для выпрямительной установки, имеющей а параллельно соединен-
ных вентилей и нагруженной токо.м Ido, то максимально допусти-
мый ток короткого замыкания /кз ж 0,83 /кзв а. В качестве примера
па рис. 19, в приведены кривые зависимости /кз от времени дей-
ствия защиты для разных начальных нагрузок выпрямителя
и прямых падений напряжения 0,5 в (кривые 7) и 0,6 в (кривые 2);
полное тепловое сопротивление системы RT = RB + ROxn = 0,172-г
4- 0,183 = 0,355° С/вт, число параллельно соединенных вентилей
а = 5 и максимальная температура р-п перехода 0Р.„ — 180° С.
Наибольший допустимый ток в течение 1 мин для двух
трансформаторов УТМРУ-6300/35 (или ТМРУ-6200/35) со-
ставляет 6 000 а, а для трансформаторов ТМРУ-16000/10—I и
ТДРУНГ-20000/110—4 500 а (табл. 18).
46
Таблица 18
Показатели Значение показателей для преобразовательных трансформаторов
УТМРУ-6300/35 (Два) ТМРУ- I6000/I0-I ТДРУНГ- 20000/10 ТМР- 11000/10
11омипальное напряжение, в 3 300 3 300 3 800 3 300
Номинальный ток, а . . . 1 000X2 3 000 3 000 1 125x2
Номинальная мощность, ква 3 700X2 И 100 12 750 8 400
Напряжение короткого за- мыкания, % 8,1—8,3 7,04 13,6 10,1
Ток холостого хода, % . . 4,7—4,8 3,42 2,74 3,17
Потери, вт, холостого хода (24 5904-25 440) X 2 49 500 41 540 30 400
короткого замыкания . . (30 4004-30 930) X 2 73 650 105 937 63 350
Максимальный ток корот- кого замыкания, а . . . 21 200 22 200 21 000 21 000
Перегрузки 50% ...2ч 25% . . ... .10 мин
200% . . Л мин 50% . . . . . . 1 мин
При этих условиях целесообразно полупроводниковый выпрями-
тель рассчитывать на длительный ток 4 500 а и выбирать а — 5.
Такой выпрямитель оказывается устойчивым к токам короткого
замыкания в контактной сети и на шинах подстанции, если время
отключения последних 0,1—0,2 сек и менее (см. рис. 19, в).
Чтобы определить необходимое количество параллельно соеди-
ненных вентилей фазы выпрямительной установки, которая долж-
на выдерживать ток к. з. /к. 3 в течение времени tn, поступают
следующим образом. Принимаем /к. з ~ к!ам, где Цм — макси-
мально допустимый ток нагрузки; для вентиля имеем /кзв —
— кЦвм- Тогда входящие в уравнение (11) величины мощностей
потерь можно будет найти из выражений:
Рг/вм Uо 1d вм + 37?в ftВМ
Рп U Q&I йвм "Ь Rb К? IdBM*
После подстановок в (11) и преобразований получим
_1/0_ . к [Ч + Ч+%) - 2Р + 2rtK\ +2 (^ - %)
2/?в к2 [Ч + Ч+'п) - + 2Ч] +6 (Ч - Ч) ’
47
Все величины, входящие в выражение (14), известны, коэф-
фициент к подсчитывают как отношение максимального значения
установившегося тока короткого замыкания (см. табл. 15) к мак-
симально допустимому току нагрузки.
Количество параллельно соединенных вентилей находят из вы-
ражений соответственно для схем выпрямления две обратные звез-
ды с уравнительным реактором и трехфазной мостовой:
а = 0,2 Id^ и п — °'4
LI j xi (I 1 t
Параллельно включаемые вентили можно соединять накоротко
и через сопротивления связи. При соединении накоротко требуется
тщательный подбор вентилей
по прямым вольт-амперным харак-
теристикам и тепловым сопротивле-
ниям, иначе не будет обеспечено
равномерное распределение нагру-
зок. Подбор не всегда удается
осуществить, и поэтому параллель-
но включаемые вентили соеди-
няют через сопротивления связи Rz
(рис. 20). С одной стороны, со-
противления связи позволяют уста-
навливать общие устройства для
выравнивания обратного напря-
жения по группам параллельно
включаемых вентилей; с другой
стороны, сопротивления Rz спо-
собствуют выравниванию токов
между вентилями. При наличии Rz
подбор вентилей осуществляют только по прямым падениям напря-
жения, соответствующим номинальному току (согласно паспорт-
ным данным). Чтобы возможный ток небаланса через сопротивле-
ния связи был невелик, 7?, выбирают равным 0,2—0,3 ом; изготав-
ливают их из нихромовой проволоки диаметром 0,6—0,8 мм.
Равномерное распределение обратного напряжения вдоль цепо-
чек последовательно соединенных групп вентилей обеспечивают
специальные устройства. Обычно вентили шунтируют сопротив-
лениями 7?ш и контурами RBCB (см. рис. 20); лавинные вентили мож-
но применять без всяких устройств, равномерно распределяющих
напряжения, или шунтировать их емкостями по 0,25—0,5 мкф.
При наличии сопротивлений связи устанавливают общие для всех
параллельно соединенных вентилей шунтирующие сопротивления
и контуры (емкость — активное сопротивление). Шунтирующее
сопротивление выбирают в несколько раз (4—5) меньше обратного
сопротивления вентилей:
V6 . о,8,
(4 -г 5) sal
(15)
48
где ]/6UVO — амплитуда обратного напряжения на з последова-
тельно соединенных вентилях, £<=3 020 в\ 1510 в;
i — амплитуда обратного тока вентиля.
Установку собирают из вентилей с г <15 ма. Подставив это
значение i в выражение (15) и произведя необходимые преобразо-
вания, получим
п (26 ~ 33) Uv0
Сопротивление рассчитывают на мощность Р#«(0,124-0,15) X
.< ; коэффициент нагрузки выбирают 0,54-0,6.
Емкость Св берут равной (1 4- 1,5) а мкф, а сопротивление
/?в — 4 -д—- ом. Сопротивление R' брать больших значений не сле-
дует, так как после окончания коммутации тока на контуре
RBCB возможно появление перенапряжений RB aio6p «р— обратный
ток вентиля после коммутации), которые прикладываются к вен-
тилю и, если они велики, могут вызвать его пробой. Конденсато-
ры Св выбирают на рабочее напряжение (1,5 4-2)^^^-, со-
противление RB — на 10 4- 15 вт.
Контуры RBCB обеспечивают равномерное распределение пере-
менной составляющей обратного напряжения между вентилями
в начальный период после окончания коммутации, а при достаточ-
ной величине Св— в течение всего периода, пока вентили не про-
водят ток. Сопротивление Rw также позволяет равномерно рас-
пределить переменную составляющую, но главным образом оно
служит для распределения постоянной составляющей напряжения —
анод-катод. Так как обратное напряжение, прикладываемое к
вентилям выпрямительной установки тяговой подстанции, содер-
жит переменную и постоянную составляющие, необходима уста-
новка RBCB и 7?ш.
Если по каким-либо причинам значение /?ш завышено и задача
равномерного распределения обратного напряжения в течение все-
। о времени, пока вентиль не проводит ток, возложена на Св, то ее
величину следует выбирать из неравенства
Св > (200 -г- 250) мкф. 16)
Величина сопротивления подсчитанной таким образом емкости Св
оудет в 8—10 раз меньше обратного сопротивления вентилей.
Выбор параметров контуров емкость — активное сопротив-
итие RC, подсоединяемых к выводам вентильных обмоток преобра-
ювательного трансформатора. Контуры RC служат для снижения
внешних (атмосферных) перенапряжений и перенапряжений, по-
являющихся при отключениях ненагруженного преобразователь-
ного трансформатора.
I Зак. 1776 49
При отключении ненагруженного трансформатора запасенна^
электромагнитная энергия идет на заряд емкостей С и частичнб
рассеивается в сопротивлениях R. Соответствующим выбором R
и С практически удается избежать появления перенапряжений при
отключениях. R и С определяют из выражений: 1
R = Kr^ и С — кс-тг-, '
*о Vvo
где kr и кс — коэффициенты, зависящие от схемы выпрямления;
для трехфазной мостовой схемы кс = 10 000 и
kr = 0,3; для схемы две обратные звезды с урав-
нительным реактором кс = 7 000 и kr = 0,42;
Uvo — действующее значение фазного напряжения вен-
тильной обмотки трансформатора; >
/0 — ток холостого хода трансформатора, приведенный
к Uvo. j
После подстановки в выражения для R и С значения тока:
холостого хода получим |
С/2 i S
" С = 0,067«с^-". (17)j
где Sh — номинальная мощность трансформатора;
i'o — ток холостого хода в процентах.
Произведение R на С
/?с = Х£да6°- (18)
OU
Расчетные значения R и С при преобразовательном трансфор-
маторе УТМРУ-6300/35 равны 46 ом и 1,3 мкф, а при ТМРУ-
16000/10-1—22 ом и 2,8 мкф.
Для агрегата с двумя трансформаторами УТМРУ-6300/35 при-
нимают R = 304-16 ом и С = 14-2 мкф. R и С выбирают с доста-
точным запасом по мощности, учитывая увеличение тока через кон-
туры RC, вызванные коммутациями в схеме выпрямления.
Глава IV
КОНСТРУКЦИЯ
ПОЛУПРОВОДНИКОВЫХ
ВЫПРЯМИТЕЛЕЙ
И СИСТЕМ ОХЛАЖДЕНИЯ
§ 1. ВЫПРЯМИТЕЛЬНЫЕ АГРЕГАТЫ
С ВОЗДУШНЫМ ОХЛАЖДЕНИЕМ ВЕНТИЛЕЙ
Кремниевые выпрямители могут быть использованы на перед-
вижных и на стационарных подстанциях при их реконструкции или
строительстве новых. Использование кремниевых выпрямителей
на тяговых подстанциях позволяет значительно уменьшить объем
строительных работ (для них не надо сооружать специального
здания), отказаться от системы водоснабжения для охлаждения,
упростить систему управления и автоматики, повысить к. п. д.,
уменьшить потери электроэнергии и улучшить условия труда об-
служивающего персонала.
Несмотря на то, что объем работ по строительству тяговых под-
станций участков, электрифицируемых на постоянном токе, сок-
ращается, перспективность применения полупроводниковых вен-
гилей не снижается, так как они с успехом могут быть применены
для замены маломощных ртутных выпрямителей на действующих
подстанциях.
Широкому распространению кремниевых выпрямителей будет
способствовать снижение их стоимости, а также повышение номи-
нального обратного напряжения, что позволит создать полупро-
водниковый выпрямитель, имеющий меньшую стоимость по срав-
нению с ртутным выпрямителем.
Сейчас созданы мощные кремниевые выпрямительные агрегаты
с принудительным воздушным или масляным охлаждением. Та-
кие агрегаты предназначены для работы на передвижных тяговых
подстанциях с различным первичным напряжением, на новых одно-
агрегатных стационарных подстанциях или в качестве агрегата
для усиления эксплуатируемых стационарных подстанций. Схема
выпрямления агрегата разработана применительно к трансфор-
маторам со схемой соединения обмоток: звезда — две обратные
пзезды с уравнительным реактором.
Опытные полупроводниковые выпрямители с воздушным охлаж-
дением разработаны, изготовлены и находятся в эксплуатации в
двух вариантах: с индивидуальными вентиляторами на шкаф фазы
и общим вентилятором на агрегат. Эти агрегаты установлены на
4* 51
передвижных тяговых подстанциях. В связи с рядом особенностей
таких подстанций остановимся на них несколько подробнее.
Подстанция имеет следующие параметры: первичное напряжение
35 кв (или 6—10 кв), номинальная мощность преобразовательных
трансформаторов 7 400 ква и номинальное выпрямленное напря-
жение 3,3 кв.
Передвижная тяговая подстанция состоит из платформы с под-
ключающим устройством 1, платформы с преобразовательными
трансформаторами 2, вагона с полупроводниковым выпрямителем 3
и вагона фидеров 4 (рис. 21). Однолинейная схема подстанции дана
на рис. 22 и рис. 23 (а и б).
На платформе с подключающим устройством 35 кв размещены
линейный разъединитель 1Р (РЛНД-1Д-35/600, с приводом
ПРНЗ-35М), трансформатор собственных нужд 2Т (ТМ-100/35),
предохранители 2ПР (ПРН-35) для защиты этого трансформатора,
масляный выключатель М (ВМД-35 или ВБД-35 с приводом
ШППМ-10), разрядники 1РЗ (РВС-35), бетонный реактор
Р (РБФА-У-6500/3250) и разъединитель 2Р (РВК-Ю/3000) минусо-
вой шины.
На платформе с подключающим устройством 10 кв уста-
новлены линейный разъединитель 6Р (РЛН-10/200 с приводом
ПРН-10) для подключения трансформатора собственных нужд
2Т(ТМ-100/10), предохранители 2ПР (ПСН-10), ячейка ввода на-
ружной установки типа КРУН-10 для подключения преобразова-
тельного трансформатора, разрядники РВН-10, бетонный реактор Р
и разъединитель 2Р минусовой шины.
Два преобразовательных трансформатора ГГ (типа УТМРУ-6300
или ТМРУ-6200 на 35 или 10 кв) установлены на отдельной
платформе; выводы вторичных обмоток трансформаторов соедине-
ны параллельно. Схема соединения обмоток трансформатора: звез-
да — две обратные звезды с уравнительным реактором.
В вагоне с полупроводниковым выпрямительным агрегатом
(рис. 24) с индивидуальным охлаждением блоков фаз размещаются
пофазно шесть шкафов выпрямительных блоков 4, вентиляторы
для охлаждения агрегата 5 (по два на каждый блок или фазу),
вентильные разрядники 3х, конденсаторы С(1) и сопротивления
R(2) для защиты от перенапряжений, ячейка счетчиков 6, панели
управления агрегатом 7 и вентиляторами 8, панели собственных
нужд 9 и общеподстанционной сигнализации 10.
В вагоне фидеров размещены сглаживающее устройство с разъ-
единителями и предохранителем и выкатные быстродействующие
выключатели с втычными контактами разработки ПКБ ЦЭ МПС.
Плюсовая шина вагона фидеров соединена с плюс-шиной вагона
полупроводниковых выпрямителей, минус-шина — со сглаживаю-
1 Разрядники подключают или между выводами вентильных обмоток
и нулевой точкой, или между выводами противоположных фаз; в первом
случае применяют разрядники типа РВМ-3, во втором — РВМ-6.
52
Рис. 21. Передвижная тяговая подстанция с полупроводниковым выпрями-
телем с воздушным охлаждением
щим реактором, размещенным на платформе подключающих уст-
ройств.
Рассмотрим конструкцию вагона с полупроводниковым выпря-
мителем.
Четырехосный вагон с выпрямителем имеет три отделения: край-
ние предназначены для шкафов выпрямительных блоков, сред-
нее — для щитовой с панелями и ячейкой счетчиков.
В двух отделениях размещено по три шкафа размером 1 745 х
XI 600x720 мм с вентилями ПВК-200, 5-го класса; для возмож-
Рис. 22. Схема подстанции с первичным напряжением 35 кв
ности осмотра вентилей и их замены с каждой стороны^ шкафг
имеется по две двери. Каркасы и двери шкафов заземлены. По;
полом размещены вентиляторы типа ЭВР-4. В целях удобства об
служивания шкафов и вентиляторов пол (перекрытие) сделан из от-
дельных легко снимаемых щитов.
Выпрямительный агрегат собирают из шести шкафов выпря
мительных блоков фаз и рассчитывают на работу в неотапливаемол
помещении.
Выводы отдельных фаз кремниевого выпрямителя подсоединяю:
к проходным изоляторам высоковольтным проводом ПС-4000 се
чением 350 мм2, который располагают под потолком вагона. Плю
совые выводы фаз подсоединяют к общей шине, расположенной по;
потолком на изоляторах. В плюсовую шину врезают реле обрат
ного тока. В связи с прокладкой высоковольтных кабелей и шинь
над помещением щитовой предусмотрен второй потолок.
Для защиты обслуживающего персонала от шума при работ*
вентиляторов последние крепятся к вагону с помощью амортиза
торов. Кроме того, потолок в щитовой и перегородки между щитовор
54
Рис. 23, а. Схема одстанции с первичным напряжением 6(10) кв

ип-з
ип-з
,22*шз
ип-з
1ДЗ °=
ж
В5Ф-3
В5Ф-1
ВЁФ-1
ВВФ-Б
ВЬФ-'ч
/Д2 «
—м-
♦+
23Д2
----И
23Д1
2?Д5^
2^^
----123Rtyi
ц \23Rw2
ч___|23^
22^
ип-з
[ Шкаф I
I Высоковольтной I
аппаратуры^|
Ф1 <Р1
Рис. 23,6. Схема подстанции с первичным напряжением 6(10)—35 кв
к
/Лш< В6Ф-5
15^ ____
1Д9
Г- Н1
2здз
Х~- М^-
Wk
1Д1 ^U*LJ 22Д1
7SZ

ип-з
1,76мгн^^^
1.25
1г17мгн~^-.
₽Й ЦмУ5
IB J
90 ыкф
Ымкф
25мкф
15мкф
90мкф
iHirnm—><
ЗРЗ
Рис. 24. Вагон с полупроводниковым выпрямителем и индивидуальным охлаждением фаз
и помещениями со шкафами выпрямительных блоков выполнены^
звуконепроницаемыми. Звуковая изоляция достигнута за счет запол-J
нения перегородок мипорой и укладкой по контуру перегородок
мягкой листовой резины толщиной 5 мм', двери уплотняются ре-
зиновой трубкой.
Шкаф выпрямительных блоков фазы состоит из металлокон-
струкции, двух нейтральных каркасов, устанавливаемых внутри
шкафа на изоляторах, и блоков кремниевых выпрямителей, уста-
навливаемых на изолированных направляющих внутри нейтраль-
ных каркасов. Изоляция блоков вентилей по отношению к метал-
лическому каркасу шкафа рассчитана на испытательное выпрямлен-
ное напряжение 15 кв.
В блоках монтируются силовые кремниевые выпрямители с
вспомогательной аппаратурой. Для удобства обслуживания и обес-
печения необходимой изоляции шкаф разделен изоляционной пе-
регородкой на две половины со свободным доступом к вентилям,
конденсаторам и сопротивлениям для их осмотра и возможной за-
мены при отказах.
Изоляция между последовательно соединенными вентилями вы-
полнена на их номинальное обратное напряжение.
Блоки полупроводниковых вентилей вставляют в шкаф с двух
сторон: они образуют четыре секции. С целью повышения изоляции
шкафа по отношению к земле внутренняя поверхность шкафа по-
крыта лакотканью. В каждом выпрямительном блоке расположено
по 15 кремниевых вентилей; осуществлено последовательно-парал-
лельное соединение их. Диоды, соединенные параллельно, сгруп-
пированы в шкафу в горизонтальные ряды.
Число параллельно соединенных вентилей выбрано равным 5
из условий перегрузок по току и обеспечения защиты установки от
токов короткого замыкания.
Число последовательно соединенных вентилей зависит от их
класса. Например, чтобы обеспечить надежную работу установки
при случайных пробоях отдельных вентилей н при появлении пере-’
напряжений до 24 кв, число последовательно соединенных вентилей!
6-го класса должно быть равным 30—32 и 8-го — 23—25 (приме-,
нение лавинных вентилей или вентилей с более высоким классом
позволит значительно уменьшить их количество и упростить схему
выпрямителя).
Для обеспечения равномерного распределения обратного на-
пряжения между вентилями параллельно каждому из них подклю-
чены сопротивления и активно-емкостные цепочки RBCB; между
параллельными ветвями вентилей подключены сопротивления
связи 7?с.
Шкаф фазы является унифицированным и позволяет изменять не
только схему соединения секций, но и количество последовательно
соединенных вентилей.
Блочная конструкция шкафа полупроводникового агрегата оп-
равдала себя в эксплуатации первой передвижной тяговой подстан-
58
ции с воздушным охлаждением. Она удобна при ревизии агрегата
и позволяет быстро заменять поврежденные элементы фазы выпря-
мителя.
Кремниевые вентили ввернуты в радиаторы, которые образуют
два вентиляционных канала, что дает возможность улучшить ох-
лаждение выпрямителей. Для изоляции вентилятора от высокого
напряжения вентиляционный канал оканчивается гетинаксовыми
патрубками. Большое количество кремниевых выпрямителей, со-
бранных в мощный выпрямительный агрегат, потребовало разра-
ботать специальную систему принудительного охлаждения, обес-
печивающего получение необходимых нагрузочных способностей
агрегата.
В выпрямителях с индивидуальными вентиляторами на шкаф
фазы целесообразнее применять осевые вентиляторы, располо-
женные в верхней или нижней части шкафа. Они работают на
всасывание, при этом сопротивление движению воздуха, а следо-
вательно, и потери значительно меньше, чем в случае применения
центробежного вентилятора. К сожалению, до настоящего времени
промышленность не выпускает осевые вентиляторы необходимой
мощности для вертикальной установки.
В связи с отсутствием промышленного выпуска осевых венти-
ляторов необходимой производительности, напора и способа уста-
новки (вертикальное или горизонтальное), принудительное воз-
душное охлаждение вентилей шкафа осуществляется двумя центро-
бежными вентиляторами типа ЭВР-4 производительностью Q —
-- 4 000 м3/ч и напором Н = 120 мм вод. ст. с электродвигателем
мощностью 4,5 кет. Индивидуальные вентиляторы располагают под
шкафами. Забор воздуха осуществляют сверху вагона и выбрасы-
вают его через боковые отверстия в стенках вагона. Для защиты от
влаги и пыли в вентиляционных проемах в верхней части вагона
устанавливают специальные фильтры. На выходных патрубках
делают задвижки для регулирования количества охлаждающего
воздуха, а также для возможности изменения циркуляции воздуш-
ного потока, который выбрасывается в помещение или наружу.
Последующие выпуски выпрямительных полупроводниковых
агрегатов и передвижных подстанций с воздушным охлаждением
выполнены по аналогичным принципиальным схемам, но отличаются
конструкцией шкафов блоков фаз и системой охлаждения.
Полупроводниковый агрегат с общей системой охлаждения со-
бран из вентилей типа ВК2-200, 8—10-го классов; он имеет шкафы
блоков фаз значительно меньших размеров (1 750 X 885 X 710).
Система принудительного воздушного охлаждения разработана
с применением общего на агрегат вентилятора Ц9-57 с электро-
двигателем мощностью 14 кет. Все это позволило .улучшить
размещение оборудования в вагоне и создать большие удобства
при его обслуживании. Закрытая часть вагона с выпрямитель-
ным агрегатом (рис. 25) имеет три отделения: центральное для
размещения шкафов выпрямительных блоков 2, боковые для уста-
59
Рис, 25. Вагон с полупроводниковым выпрямителем с общим вентилятором для всех фаз
новки рабочего и резервного вентиляторов / и щитовая с панелями
управления 3. Вне помещения вагона устанавливают шкаф кон-
денсаторов 4.
В металлическом шкафу 1 (рис. 26) находятся конденсаторы 2
(типа КМ-1-10,5, 15 квар, 0,436 мкф), секции сопротивлений 3,
комплект предохранителей 5 и разъединители 4. Шкаф показан
со снятыми боковыми листами и дверями. Общий вентилятор рас-
ЛЯ-
Рис. 26. Шкаф конденсаторов
полагают в помещении вагона полупроводникового агрегата, от-
деленного от помещения, где располагают шкафы фаз агрегата.
Ниже приведены методика и пример расчета вентиляционного обо-
рудования.
Аэродинамический расчет вентиляционного оборудования кремниевого
выпрямительного агрегата с воздушным охлаждением с вентилями 8-го
класса.
Расчет ведется исходя из следующих заданных величин: расчетная
мощность агрегата Pd — 7 400 ква—по трансформатору и Рг/ = 10 000 кеа—
по выпрямителю; выпрямленное напряжение Udl ~ 3 300 в, длительный
выпрямленный ток Idl = 3 000 а.
Агрегат имеет принудительное воздушное охлаждение и собирается из
вентилей ВКД-200 (ВК2-200), класс 8 — 10, группа Б: = 0,6 в; Uo =
— 0,96 в; /?в — 0,00064 ом, максимальная температура корпуса вентиля
61
При номинальном расчетном напряжении 18 кв параметры выпрями-
тельного агрегата: S = 23, а = 5. Количество вентилей на фазу Л?ф = 23 X
X5 = 115, на агрегат W = 23X5X6 = 690.
Количество шунтирующих сопротивлений и сопротивлений защиты
типа ПЭВ-100, 2 000 ом и^ш = 23х4 = 92 шт.
Расчетная температура окружающего воздуха 0окр = -f- 40° С, средняя
скорость воздуха в каналах кремниевого выпрямителя и = 10 м/сек; жи-
вое сечение между ребрами для одного вентиля fB = 0,00454 м2; живое
сечение между ребрами вентилей в горизонтальном ряду шкафа /ф0 =
= 0,00454 X 10 = 0.0454 м2.
Расчет тепловыделения. Потери мощности в одном вентиле
?dB = de + ^эф-
Средний ток вентиля
0,167 7Лкн
= а
где кн=1,2— коэффициент неравномерности распределения тока по вен-
тилям;
1 di— выпрямленный ток агрегата;
0,167-3 000-1,2
IdB 5 — 120 а;
/эф = ldB V3 = 120-1,73 = 208 а;
Pd„ = 0,96-120+ 0,00064-2082 = 143,7 вт.
Принимаем PdB = 0,145 кет.
Количество тепла, выделяемое одним вентилем,
Qd = 860 PjB — 860-0,145 = 125 ккал/ч.
Тепловые потери вентилей на фазу
Сф = QB Аф = 125-115 = 14,375 ккал/ч я= 14 400 ккал/ч.
Определяем тепловые потери в шунтирующих сопротивлениях и сопро-
тивлениях защиты:
Р^ф = PR п = 50-92 = 4,6 кет.
Принимаем Р^ф -= 5 кет.
<?Аф = ^яф'ЗбО = 5,0-860 = 4 300 ккал/ч.
Полные тепловые потери на фазу
<3А = <2ф + ф^ф = 14 400 -|- 4 300 = 18 700 ккал/ч 19 000 ккал/ч.
Аэродинамический расчет шкафа блоков фаз ведется для скорости воз-
духа в межреберном пространстве радиаторов вентилей пр = 15 м/сек. Ско-
рость воздуха, охлаждающего головки вентилей, принимается ав = 3 м/сек,
скорость воздуха, охлаждающего сопротивления, — vR = 2 м/сек.
Определяем живое сечение канала межреберного пространства радиа-
торов вентилей:
f<i> — (/в -10) + fi + /з>
где fB = 0,00454 м2 живое сечение вентиля;
/1 = 0,007 м2 живое сечение канала;
/а = 0,00225 м2 живое сечение прокладки между смежными вентилями.
62
Значения и /2 определяем из конструктивных размеров шкафа фазы;
/ф = 0,00454-10 4- 0,007 + 0,00225 = 0,055 .и2.
Определяем живое сечеиие для прохода воздуха через сетку шкафа:
/же = /з ft.
где ft—площадь, занимаемая проволокой;
/жс = 0,0832 м2.
Скорость воздуха, проходящего через сетку,
/же
где Дф—расход воздуха на охлаждение ребер охладителей вентилей;
Дф = /ф ир = 0,055-15 = 0,825 м3/сек = 2 970 .и3/ч.
Принимаем Дф = 3 000 .и3/ч = 0,833 м3/сек, тогда
0,833
ужс — Q Q832 — 0 м/сек.
Потери напора воздуха на различных “участках при различных скоро-
стях воздуха определяем по формуле
V2
ДЯ = $2^7,
где 7 — объемный вес воздуха при температуре -f- 40° С,
7= 1,13 кГ/ма.
Значение коэффициента аэродинамического сопротивления Е на различ-
ных участках определяется по справочнику.
Для принятой системы охлаждения потеря напора воздуха определяет-
ся на входе и выходе всасывающего короба (ДД6, ДЯв), во всасывающем
коробе (ДЯт), в канале с радиаторами (ДД8), иа входе н выходе нижнего
короба (ДД9; Д/7ЗО), в выходном коробе (Д/7ц) и при проходе воздуха
через сетку (ДД8). Полные потери в шкафу блоков фаз
Д/7 = ДД8 + ДДь -|- Д/У8 ~Ь Д/7? ~Ь ДД8 ~Ь Д^э Д^ю ~Ь ДДы-
Данные расчета сведены в табл. 19.
Таблица 19
Л SS X о^ U оЛ Потеря напора воздуха, мм вод. ст.
Д н3 д н„ Д н. Д Я, Д Я, Д н. ДЯ„ Д Д н
15 5,3 4,63 9,76 0,52 112,0 4,63 9,76 0,47 147,07
12 3,32 3,0 6,3 0,416 72,3 3,0 6,3 0,376 95,012
10 2,31 2,01 4,23 0,239 49,7 2,01 4,23 0,216 64,95
8 1,48 1,29 2,7 0,169 38,4 1,29 2,7 0,153 48,2
Перепад температур прн проходе воздуха через канал радиаторов при
различных скоростях определяется по формуле
._________QBa'
3 600 Срв 7в цв/в
где а'= 10 — количество вентилей в горизонтальном ряду;
Срв = 0,24 ккал/ке° С — удельная весовая теплоемкость воздуха;
7в = 1,13 ке/м3— объемный вес воздуха при температуре + 40° С;
QB=125 ккал/ч — количество тепла, выделяемого вентилем.
63
Количество тепла, отводимого воздухом, определяем по формуле
Q ~ iCp Д0ШК-
Полученные данные при различных скоростях сведены в табл. 20.
Таблица 20
и, м/сек 15 12 10 8
\ 6, °C на 1 ряд вентилей Д 0, °C на шкаф Q, ккал/ч 1,55 18,6 1 520 1,93 23,1 1 510 2,32 27,8 1 490 2,9 34,8 1 510
Определяем количество воздуха, проходящего через вентили, сопротив-
ления и емкости по формулам:
^в = Мжс и iR = »Sfxc,
vB = 3 м/сек, vR = 2 м/сек, fxC = f~h',
где f—площадь сечения канала вентилей;
— суммарная площадь вентилей по ходу воздушного потока.
Количество воздуха, проходящего через шкаф,
Д = + LB'+ LR.
В табл. 21 приведены данные количества воздуха, проходящего через
шкаф, и общего расхода воздуха агрегата в зависимости от скорости.
Таблица 21
и, м/сек 15 12 10 8
м3/ч ДА, м3/ч 4 550 27 300 4 000 24 000 3 500 21 000 3 150 18 900
Потеря напора воздуха в системе воздухопровода при входе и выходе
воздуха из вагона передвижной подстанции или машинного зала стационар-
ной подстанции определяется по участкам так же, как для шкафа бло-
ков фаз выпрямителя.
Суммарные потери напора воздуха для передвижной подстанции при
принятой скорости воздуха v= 10 м/сек составили
У. Д/7 = ДЯ + ДЯВОЗ ~ 1Ю мм в°д. ст-
Выбор вентилятора производят для скорости v =10 м/сек-, при этом
необходимое количество воздуха на агрегат Да = 21 000 м3/ч', суммарное
аэродинамическое сопротивление 2Д^=1Ю мм вод. ст., тогда мощность
электродвигателя вентилятора
La 2 ДЯ
N™~ 3 600-102 v)B ’ ^в —0,5;
21 000-110
N™ — 3 600-102-0,5 ~ 2,6 квт'
64
Выбираем центробежный вентилятор Ц9-57 № 8, исполнения 1с электро-
двигателем А-72-8 мощностью 14 кет, 750 об/мин. Дли обеспечения надеж-
ности работы системы вентиляции устанавливают два вентилятора, один из
которых резервный.
§ 2. ВЫПРЯМИТЕЛЬНАЯ УСТАНОВКА УВКЭ
Нашей промышленностью разработан опытный полупровод-
никовый выпрямитель с воздушным охлаждением и освоено его
производство. Предназначен он для стационарных тяговых под-
станций.
Выпрямительная установка УВКЭ комплектуется кремние-
выми вентилями не ниже 8-го класса, преимущественно группы Б
с охладителями из алюминиевого сплава; собирают ее по схеме
звезда — две обратные звезды с уравнительным реактором. Каждая
фаза состоит из 24 последовательно и пяти параллельно включенных
вентилей. Выпрямитель может подсоединяться к трансформаторам
УТМРУ-6300/35, ТМРУ-16000/10 или ТДРУНГ-20000/110.
Основные параметры УВКЭ: номинальное выпрямленное на-
пряжение 3 300 в, максимальное допустимое напряжение 4 000 в,
номинальный ток 3 000 а, номинальная мощность 9 900 кет и к. п. д.
не менее 98%. Допустимые перегрузки по току: 25% в течение
15 мин, 50% — 2 мин и 100% — 10 сек.
Разработанная выпрямительная установка должна работать
как в отапливаемых, так и в неотапливаемых помещениях; тем-
пература окружающей среды от —40° до +40° С; относительная
влажность воздуха 80% при температуре 20° С и 50% при
40° G.
Конструктивно выпрямительная установка состоит из собствен-
ного выпрямителя, включающего в себя шесть шкафов с вентиля-
ми и шкафа контуров RC, подсоединяемых к вентильным обмоткам
трансформатора. Вес шкафа с вентилями около 850 кг, вес шкафа
RC около 1 500 кг\ габариты шкафа с вентилями 180Х 130x120 см\
габариты шкафа RC 270x150x270 см.
Выпрямительная установка обеспечивается защитой от пробоя
вентилей, прекращения охлаждения, токов перегрузок и коротких
замыканий с общим временем срабатывания не более 0,2 сек. Вен-
тили шунтируются сопротивлением RUI и контуром /?ВС8. Система
охлаждения установки общая для всех шести фаз.
Распределение обратных напряжений между последовательно
включенными вентилями и неравномерность распределения тока
по параллельным ветвям не должны превышать ±10% от соот-
ветствующих средних значений.
Сопротивление изоляции в холодном состоянии между токо-
ведущими частями и корпусом и между цепями, находящимися
под разными потенциалами, должно быть не менее 500 Мом\ со-
противление изоляции между вторичными цепями и между ними
и корпусом — не менее 10 Мом.
5 Зак. 1776 65
§ 3. ВЫПРЯМИТЕЛЬНЫЕ АГРЕГАТЫ
С МАСЛЯНЫМ ОХЛАЖДЕНИЕМ ВЕНТИЛЕЙ
Впервые в Советском Союзе разработаны и эксплуатируются
выпрямительные агрегаты с циркуляционным масляным охлажде-
нием. Масло, обладая большей инерционностью (теплоемко-
стью), чем воздух, является более благоприятной средой для ох-
лаждения полупроводниковых вентилей, так как при кратковремен-
ном отключении насосов принудительной циркуляции оно позволяет
сохранить температуру нагрева вентилей в допустимых пределах.
Перепад температур между рядами вентилей в выпрямителе с мас-
Рис. 27. Платформа с полупроводниковым выпрямителем, имеющим
масляное охлаждение
ляным охлаждением меньше, чем в выпрямителе с воздушным ох-
лаждением, что позволяет снять с него большие нагрузки. Полу-
проводниковые выпрямители с масляным охлаждением установлены
на стационарных и передвижных тяговых подстанциях. Они пред-
назначены для работы на открытом воздухе, что еще более удешев-
ляет стоимость подстанций.
Передвижная тяговая подстанция с выпрямителем с масляным
охлаждением состоит из платформы с подключающим устройст-
вом и реактором, платформы с трансформаторами УТМРУ-6300/35,
платформы с полупроводниковым выпрямителем (рис. 27) и вагона
фидеров.
Как и для варианта с воздушным охлаждением, агрегат с мас-
ляным охлаждением собирают из шести блоков пофазно. Каждый
блок представляет собой бак с маслом, в который опущены полу-
проводниковые вентили (рис. 28). Выемная часть с кремниевыми
выпрямителями и вспомогательными цепями (шунтирующими со-
противлениями и цепочками RBCB) укреплена на крышке бака.
Бак выполнен в виде сварной герметичной конструкции; при вен-
тилях 8—10-го класса вес выемной части равен 540 кг, вес масла
720 кг, общий вес бака 1 520 кг. Выемная часть, на которой собрана
66
tn
*
Рис. 28. Блок фазы выпрямителя с масляным охлаждением
вся аппаратура блока фазы (вентили, сопротивления, конденса-
торы), выполнена в виде каркасной конструкции. Изоляция выем-
ной части рассчитана на испытательное напряжение выпрямлен-
ного тока 15 кв.
Последовательность сборки выемной части блока фазы следую-
щая (см. рис. 28). На каркас 1 устанавливают бруски 7, при этом
не следует затягивать крайние бруски шпильками. Затем в отвер-
стия в крайних брусках пропускают шпильки 5, на которые на-1
девают перегородку 2. Затем устанавливают перегородку 9, после
чего на шпильки 5 нанизывают вентили 6 с прокладками 4; ставят
вторую перегородку. Прокладки 4 устанавливают в шахматном!
порядке. После сборки вентилей затягивают шпильки 5. Сборку
вентилей производят снизу, обращая внимание на отсутствие ка-
сания между ребрами радиаторов соседних вентилей. Шунтирую-
щие сопротивления и активно-емкостные цепочки RBCB монти-
руют на гетинаксовых панелях 8, которые шурупами крепят к
брускам 7.
На крышке бака устанавливают четыре проходных высоко-
вольтных изолятора типа ПНБ-6, два из которых являются выво-
дами силовой цепи, а два служат для подключения защиты венти-
лей.
Температуру нагрева масла блока фазы контролируют термо'
сигнализатором ТС-100. Для удобства транспортировки бак блокг
фазы устанавливают на катках.
Полупроводниковый кремниевый агрегат с масляным охлаж
дением предназначен для работы на открытом воздухе. На рис. 25
показано размещение полупроводникового агрегата на четырехос
ной платформе грузоподъемностью 60 т.
На одном конце платформы оборудовано помещение щитовой I
для размещения аппаратуры управления и защиты агрегата. Н;
открытой части платформы размещают выпрямительный агрегат
с вспомогательным оборудованием. Выпрямительный агрегат со-
стоит из шести рабочих блоков фаз 4 и одного резервного 5. Уста-
новка резервного блока позволяет оперативно производить замен}
при повреждениях блока любой фазы.
Кремниевый выпрямитель охлаждается трансформаторным мае
лом по замкнутой циркуляционной системе с помощью охладитель
ной установки 2, собранной из 20 секций радиаторов тепловозногс
типа и соединенной с баками фаз выпрямителя маслопроводом, вы-
полненным трубами 7 (условный проход — 100 мм). Циркуляция
масла осуществляется двумя электронасосами ЭЦТ-63-10. Трансфор-
маторное масло проходит через радиаторы охладительной установ-
ки, которые в свою очередь охлаждаются потоком воздуха, созда-
ваемым вентиляторами; при низких наружных температурах про-
исходит естественное охлаждение радиаторов. На каркасе охла-
дительной установки крепится расширительный бак 3, общий для
всего агрегата, выполненный в виде сварной конструкции
емкостью 0,375 м3.
68
Рис. 29. Размещение полупроводникового выпрямителя с масляным охлаждением на платформе
о
На платформе монтируют также шкаф с конденсаторами /'
(КМ-2, 0,725 мкф, 25 квар) сопротивлениями (ПЭ-150) и разведи-]
нителями (РВ-6/400) для снятия заряда с конденсаторов. Охла-;
дительная установка и шкаф конденсаторов после переоборудования'
платформы привариваются к настилу пола. Прокладка проводов
управления, защиты, сигнализации и освещения производится в
трубах.
Для подъема выемной части выпрямительных блоков вдоль плат-
формы проложены два швеллера, на которых устанавливается при
необходимости ремонта шестеренная таль грузоподъемностью 1 т.
Рис. 30. Схема выпрямительного агрегата с масляным охлаждением:
1, 2, 5 —масляные насосы; 4, 5, 6 и 7 —секции радиаторов охладительной установки;
8 — расширительный бак
Эксплуатация полупроводникового агрегата с масляным ох-
лаждением предъявляет требования, аналогичные требованиям
к любой маслонаполненной аппаратуре, поэтому очень важно перед
включением агрегата в работу произвести всю необходимую об-
работку и испытания циркуляционной системы, охладительной
установки и блоков фаз. На рис. 30 показана схема выпрямитель-
ного агрегата с масляным охлаждением.
Подключающее устройство: разъединитель, масляный выклю-
чатель, а также трансформатор собственных нужд, силовые транс-
форматоры, реактор для полупроводникового агрегата с масляным
охлаждением — аналогичны агрегату с воздушным охлаждением.
Защита от перенапряжений осуществляется шестью разрядниками
РВМ-3, установленными в анодных цепях.
Ниже приводятся методика и пример расчета охладительной
установки выпрямителя с масляным охлаждением.
Тепловой расчет охладительной установки полупроводникового выпрями-
тельного агрегата с масляным охлаждением.
1. Исходные данные. Расчетная мощность агрегата Ра = 7 400 ква — по
трансформаторам и Ра = 10 000 ква—по выпрямителю; выпрямленное на-
пряжение Udl = 3 300 в; длительный выпрямленный ток /dl = 3 000 а.
Охлаждение масляное, принудительное; максимальная температура
70
трансформаторного масла в баке выпрямителя 0м = 4- 65° С; расчетная тем-
пература воздуха, поступающего в охладительную установку, 0В1 = + 40° С.
Кремниевые вентили типа ВК2-200, класс 8—10, = 0,6 в, Uo =
= 0,96 в, RB = 0,00064 ом. Параметры выпрямителя: S = 23, а = 5; коли-
чество вентилей на фазу Мф = Sa =115, на агрегат М = 6 Л1ф = 690. Це-
почки RB Св и шунтирующие сопротивления : RB = 2,4 ом, ПЭВ-7,5 (иа
фазу пДв = 46 шт.); = 4 500 ом, ПЭ-50 (на фазу пДш = 69 шт.); Св типа
МБГП-3, 2 мкф, 1 000 в (92 шт. на фазу).
2. Расчет тепловыделения. Среднее и эффективное значения тока через
вентили
0,167 IКд ;0,167-3000-1,2
Ids — а — 5 — 120 а,
/эф = /jb ^3 = 208 а.
Тепловые потери в одном вентиле
QB = Лв’860- Ю-3 = 0,86 (fdB Uo + RB /2ф) « 125 ккал/ч.
Тепловые потери полупроводникового выпрямительного агрегата
5 / 50 \
<?А = (<2ф + <2Дш) 6 = (<?В &£+ <2Лш) 6=( 125-23-5:+ —-69-860 -10-3 ) 6 «
яв 97 000 ккал/ч.
3. Тепловой расчет охладительной установки производится на основа-
нии данных, которые определяют параметры охладительных установок
трансформаторов.
Задаемся скоростью масла vM = 0,3 м/сек и весовой скоростью воздуха
*'вТв = 8'1_14 кГ/м2-сек\ для изготовления охладительной установки прини-
маем тепловозные секции из гладких пластин.
Количество стандартных секций определяем из выражения
п = + 1 А ==
\ Kf 2*3 600 Срв ив ув /жв/
97 000 / 1 1 \
— 65 — 40 23,6-19,3+ 2-3600-0,24-8-0,1135 J ~ 11 ’
где к — коэффициент теплоотдачи, охладителя, при ом = 0,3 м/сек и ов ~(в=>
= 8 кГ/мР-сек, к = 23,6 ккал/м2• ч° С\
f—поверхность секции, омываемая воздухом, f = 19,3 м2\
/>кв — живое сечение секций для прохода воздуха, /жв = 0,1135 ж2;
Срв— удельная теплоемкость воздуха, С„в = 0,24 ккал/кГ3С-,
Тв — удельный вес воздуха при 0в1 = 4О°С, ке/м3.
Количество рабочих и резервных секций принимаем одинаковым и рав-
ным 10; при п = 10 средняя температура масла 0Ч~66°С.
Температура масла на входе охладительной установки
п ____________ о I __ о । __
им1 — им "Г —„---им । о - гч ---------; —
2 2-3 600 Срм пм /жмп
97000
= 66 + 2-3 600-0,507-0,3-850-0,00366-10 ~ 69° С-
где Срм — удельная теплоемкость масла, кГ/м3-,
Лкм — живое сечение секций для прохода масла, /жм = 0,00366 м*;
7м — удельный вес масла, = 850 кГ/м3.
71
Температура масла на выходе охладительной установки
0м2=0м- ~2^~63°С.
При включенных резервных охладителях (п = 20) имеем следующие тем-
пературы масла: 0м ж 53° С, на входе 0м1~56°С и на выходе 0м2 » 50° С.
Температура воздуха после секций охладителя
^2 — 0В1 4 — ®В1
_______Qa________
3 600 Срв &в 7в /жв
40 + 9 = 49° С.
4. Аэродинамический расчет охладительной установки. Необходимый
расход воздуха на охладитель (п ~ 5)
Qn = 3600 f„„n = 3600-7,1-0,1135-5 = 14500 м3/ч.
~В О • <1* о ’ '
Расход воздуха на вентилятор (для охладителя используется два вен-
тилятора)
QB1 = ^ = 7250 м3/ч.
Полное сопротивление охладительной системы Но для поступающего
охлаждающего воздуха складывается из сопротивлений иа входе вентиля-
тора Ahlt в раструбе между вентилятором и охладителем Дй2, в охлади-
теле ДЛВ (при ve 7в = 8 кГ/м3-сек ДЛВ=18 мм вод. ст.) и на выходе венти-
лятора Дй3, Таким образом,
Нв = ДЛВ +'(ДЙХ + ДЛ2 4- ДЛ3) « ДЛВ + 0,25 Нв
и
Н ~к~ &/ia = 24 мм вод. ст.
в' О В
Выбираем вентилятор серии 06.820 № 7 с электродвигателем 1,7 кет,
1 420 об/мин.
5. Гидравлический расчет масляной системы и выбор насоса. Необхо-
димая производительность иасоса при выпускаемых секциях
QM = 3 600 vM ?жм п = 3 600-0,3-0,00366-20 = 79,2 м3/ч.
Количество проходящего через фазу масла
79 2
<2ф = —g- = 13,2 м3/ч ~ 4 л/сек.
а) Сопротивление охладителей ДЛОХ = 6,60 мм вод. ст. при =
= 0,3 м/сек, (Дйох = 1 200 мм вод. ст. при vu = 0,4 м/сек).
б) Потери на отдельных участках маслопровода
Д/гт=1'/7м мм вод. ст.,
где I — длина трубы, м-,
7м — удельный вес масла; при 0ср = 65° С = 840 кГ/м3.
Коэффициент i находят по средней скорости масла о, в сечении, распо-
ложенном ниже по течению за данным сопротивлением.
Для нахождения Vi необходимо знать количество масла Qi, проходя-
щего по отдельным участкам трубопровода. Например, на участке / —Q, —
Q. Qa,
= -~- = 2 л/сек, на участке II— QII = 2-~£- = 4 л/сек и т. д. (см. рис. 30).
72
Средняя скорость
в трубах при ответвлении масла в баки
АЛ0 = 2 ДЛ°г = У
Основная доля потерь — это потери
лектор и на выходе (около 300 мм вод.
Потери на отдельных участках маслопровода при его диаметре d3 =
= 100 л.и и vi = 0,25 1,5 м!сек составляют для приведенной на рис. 30
схемы 2 мм вод. ст., а суммарные на всех участках — около 600 мм вод. ст.
в) Местные сопротивления в охладителях вентилей
Дйв = t -2—“ мм вод, ст.,
ь 2-9,81
где £—коэффициент местных сопротивлений.
В рассматриваемом примере ; = 0,006 и Дйв < 7 мм вод. ст., суммарные
потери равны 30 мм вод. ст.
г) Потери при повороте трубы на угол 90° подсчитывают по той же
формуле, что и местные сопротивления в вентилях;
5=1,1 и ДЛПТ ~ ЮО мм вод. ст.
д) Потери иа ответвления и переходы складываются нз потерь при
входе в нижний сборный коллектор, иа выходе из сборного коллектора,
блоков фаз иа их входе и выходе
2
О, T
———— мм вод. ст.
2-9,81
при входе в нижний сборный кол-
ет.); их и следует учитывать при
расчетах.
е) Потери в трубах при ответвлении масла в охладительную систему.
Эти потери складываются из потерь иа входе в секцию охладителя и на
выходе из этой секции; формула для расчета та же, что и для определе-
ния потерь в вентилях (Дйтос= 200 мм вод. ст.).
ж) Потери в фазе выпрямительного блока. Принимаем их эквивалентны-
ми потерям в трансформаторе, т. е. 500 мм вод, ст. на 1 м высоты бака.
Дйф = 500-1,14 = 570 мм вод. ст.
Суммарные потери в системе маслопровода 2 ДА равны сумме потерь
на отдельных участках (2 АЛ ~ 4,5 м вод. ст.). Но QM и 2 А" выбирают
необходимый масляный насос; для установки выбрано два рабочих насоса
ЭЦТ-63 и один резервный; производительность насоса 63 м3/ч и напор
10 м вод. ст.
Глава V
УПРАВЛЕНИЕ
И ЗАЩИТА
§ 1. УПРАВЛЕНИЕ АГРЕГАТОМ С ПОЛУПРОВОДНИКОВЫМ
ВЫПРЯМИТЕЛЕМ
Эксплуатируемые подстанции с полупроводниковым выпрями-
телем имеют ручное управление, но при необходимости может быть
решен вопрос и телеуправления агрегата. По сравнению с ртутно-
выпрямительным агрегатом схема управления полупроводнико-
вого агрегата значительно упрощается, это облегчает условия его
эксплуатации.
Полупроводниковый выпрямитель имеет следующие виды защит:
максимальную токовую с выдержкой и без выдержки времени, газо-
вую, от перекрытий изоляции относительно земли (земляную),
пробоя вентилей, перекрытий изоляции внутри шкафов выпрями-
тельных блоков, неисправности вентиляторов при воздушном ох-
лаждении, неисправности насосов при масляном охлаждении, за-
щиту от перенапряжений и токов короткого замыкания в контакт-
Рис. 31. Схема управления агрегата
ЭВ, 30—катушки соленоидов включения и отключения масляного выключателя; ПМВ —
1БМ, 2БМ, БПВ, БСГ, БГ—сигнальные реле защит: максимальный без выдержки и
времени максимальной защиты; 1КПР — реле контроля предохранителей; ПРНВ — про
вентиляторов; РПР — реле сигнализации отключенного положения моторного привода
ляного выключателя;
74
ной сети. Первые три вида защит (максимальная, газовая и земля-
ная) выполнены по типовым схемам.
Рассмотрим схему управления полупроводникового агрегата
с воздушным охлаждением с общим вентилятором на все фазы
(рис. 31). Перед включением агрегата закрывают все двери ограж-
дения оборудования на открытой части подстанции, в том числе
трансформатора собственных нужд, масляного выключател-я аг-
регата, шкафа конденсаторов, а также ограждения шкафов фаз
полупроводникового агрегата в закрытой части подстанции. Затем
отключают разъединители, шунтирующие конденсаторы защиты
от перенапряжений (8Р, 9Р)-, включают разъединители агрегата
и собственных нужд со стороны высокого напряжения переменного
тока (IP, 6Р), минус шины (2Р). При собранной силовой схеме до
подачи высокого напряжения на агрегат включают защиту вен-
тилей от пробоя с помощью автомата АВЗ и вентиляционную си-
стему (рис. 32, а).
Включением автоматов питания электродвигателей вентиля-
торов 1АВВ, 2АВВ подготавливают цепь включения магнитных
пускателей 1ПВ, 2ПВ. При нажатии кнопки 1КВВ (рис. 32, б)
включается магнитный пускатель /77В рабочего электродвигателя
вентилятора. Включение магнитного пускателя резервного венти-
лятора может быть произведено вручную по аналогичной цепи или
автоматически с помощью реле РП.
При воздушном охлаждении с индивидуальными вентиляторами
шкафов фаз электродвигатели вентиляторов запускаются индиви-
дуальными автоматами.
Подготовленный к принятию нагрузки агрегат включают в
работу со стороны постоянного тока разъединителем и масляным
с воздушным охлаждением:
реле прямого повторителя масляного выключателя; В —реле постоянной блокировки;
с выдержкой времени, от пробоя вентилей, газовой (сигнал и отключение); РВМ— реле
межуточное реле неисправности вентиляторов; /БВ —5БВ — сигнальные реле контроля
разъединителя; МП —моторный привод: АМР— катушка электродвигателя привода мас-
РОт — Реле обратного тока
75
выключателем поворотом ключа КУМ и подачей напряжения на
включающую катушку.
Последовательность включения агрегата (невозможность вклю-
чения масляного выключателя при несоблюдении описанных выше
переключений) обеспечивается блокировками, находящимися в
цепи контактора включающей катушки масляного выключателя
ЭВ. Кроме того, включение агрегата разрешается только при от-
сутствии постоянной блокировки, т. е. при обесточенном реле Б,
цепь которого контролирует работу защит (газовой, максимальной)
и вентиляторов шкафов выпрямителя ПРНВ (см. рис. 31).
б)
ВОВ ’ОПР
Рис. 32. Схемы включения элект-
родвигателей вентиляторов (а) и
пускателей (б)
1КВВ
Z48fc
МВ
2Н0В
Мвв
РП
к
<-1ЛВ
tpn
1Л1
№п-
т
«88

Отключают агрегат в обратной последовательности. Поворотом
ключа КУМ отключают масляный выключатель и ръзединитель со
стороны постоянного тока, при этом отключение разъединителя
возможно только при отключенном масляном выключателе. Затем
отключают: магнитные пускатели и автоматы питания электродви-
гателей вентиляторов кнопками JKOB, 2К0В и автоматами 1АВВ,
2АВВ (см. рис. 32, а и б), автомат защиты вентилей от пробоя АВЗ
и разъединители со стороны высокого напряжения переменного
тока IP; 6Р и минус шины 2Р.
После отключения агрегата необходимо обязательно разрядить
через разрядные сопротивления конденсаторы, подключенные к
обмоткам тяговых трансформаторов.
Схемой управления предусматривается блокировка дверей ог-
раждения помещения шкафов выпрямительных блоков ЗБО
(см. рис. 31) и высоковольтного оборудования переменного тока:
трансформатора собственных нужд 35тсн, масляного выключателя
ЗБВМ, шкафа конденсаторов 13БШ, 23БШ, разъединителя 2Р(ЗБ2р).
Эти блокировки препятствуют проникновению к частям, на-
ходящимся под напряжением; имеются также блокировки при-
водов разъединителей 1Р, 2Р, 8Р, 9Р, которые не позволяют отклю-
76
чать разъединители IP, 2Р и включать разъединители 8Р, 9Р при
включенном масляном выключателе.
Агрегат отключается автоматически при работе защиты от за-
мыкания на землю, максимальной защиты с выдержкой времени
и защиты от пробоя вентилей, которые при работе соответствующих
реле контактами 2РПЗЗ, РВМ и 1Р6—ЗР6 подают импульс не-
посредственно на соленоид отключения масляного выключателя.
Кроме того, автоматическое отключение агрегата происходит при
Рис. 33. Схема сигнализации агрегата с воздушным охлаждением:
РСМ — реле аварийной сигнализации и числа аварийных отключений масляного выклю-
чателя; 2ЛК, 2ЛЗ', ЛЗ—лампы сигнализации включенного и отключен-
ного положения агрегата в вагоне фидеров и на стационарной подстанции; 1ЛКл, 1ЛЗ—
лампы сигнализации включенного и отключенного положения масляного выключателя;
ЛКР\ ЛЗР — лампы сигнализации включенного и отключенного положения разъедини-
теля ЗР', БТТ—реле сигнализации перегрева трансформаторов; ЛПС — лампа предупре-
дительной сигнализации и неподнятого положения бленкера
срабатывании защит максимальной без выдержки времени и газо-
вой, а также неисправности работы вентиляторов шкафов выпря-
мителя, которое контролируется реле ПРНВ. Через контакты реле
этих защит срабатывает реле постоянной блокировки Б, воздей-
ствующее на отключение масляного выключателя.
Контроль неисправности вентиляции в шкафах отдельных фаз
(отсутствие напора воздуха) осуществляется сигнализаторами па-
дения давления 1РКВ — 6РК.В (или ветровыми реле), при замы-
кании контакта которого хотя бы на одном из шкафов фаз срабаты-
вает сигнальное реле 1БВ — 6БВ и промежуточное реле ПРНВ,
которое и создает цепь на отключение агрегата; при этом загорается
лампа предупредительной сигнализации ЛПС и звонит звонок
(рис. 33).
Схемы защиты от замыканий на землю и автоматика собствен-
ных нужд приведены на рис. 34.
77
Полупроводниковый агрегат с масляным охлаждением из-за
своих конструктивных особенностей имеет отличающиеся от воз-
душного варианта схемы управления и сигнализации (рис. 35 и 36).
Агрегат имеет следующую последовательность включения: при
закрытых дверях ограждения высоковольтного оборудования (РУ 6
или РУ 10 кв', КРУН-6, дверей платформы с полупроводниковым
агрегатом, шкафа конденсаторов, ячейки 3,3 кв) вккючают разъеди-
нители с высокой стороны агрегата и собственных нужд IP, 6Р.
Затем включают автоматы ]АВВ — 4АВВ электродвигателей вен-
1ВПР_ *?Ш1: № управление агрегата
)На управление фийероВ
H-нов UHL_____________________ , ,
На Вагон ~
фиВероВ > 1
-----------1 шм
РАС—
ГТл
р—
и--
Вагон фиВероб
ША
1РМС
-itoBl?nL
---
ф
7117W) ДЯ
К сирене
6 Вагоне
фиВероВ
К сирене
стацио-
нарной
пой стан-
ции
07 П-2
ЕЙ
РИСН
2.2РВ
— ----------«- на стационарную поВстанцию
-CZr7----------*~На Вагон фидероВ
ППР На управление агрегата
СЗ^-^На управление фийероВ
\аши
*
ж
Ж
Рис. 34. Схема защиты от замыканий на землю (а)
1РПЗЗ, 2РПЗЗ — промежуточные реле земляной защиты; РКЗЗ — реле гконтроля цепей
РКМа\ РК.Ие, РКИс~реле контроля изоляции переменного тока 220, в; ЛСБ— лампа
ния и съема сирены; 1РМС, ЯРМС — рьль включения мигающего света; 1СИ—сирена;
грева масляного выключателя; 2РВ — повторитель реле контроля неисправности под
быстродействующих выключателей фидеров; PK.Htt<i, РКИи©—реле контроля иапря
ЛПН^ЛКИ^, ЛКЗЗ, ЛП, ЛПНщ, ЛКИ22ь, ЛВ, ЛПР —лампы контроля понижения
защиты, неисправности подогрева масляного выключателя, понижения напряжения — 110 в,
ления
78
тиляторов и автоматы (JABH — ЗАВН) электродвигателей насосов
охладительной установки выпрямителя (см. рис. 35 и 37). Ключом
управления КУ В включают магнитные пускатели электродвига-
телей вентиляторов секций охладительной установки 1ПВ — 4ПВ,
причем вентиляторы двух секций охладительной установки вклю-
чаются в зависимости от температуры масла в охладительной си-
стеме (маслопроводе). Кнопкой КВН включают магнитный пуска-
тель ПМН электродвигателей насосов, включают вентиляторы и на-
сосы охладительной установки. Таким образом, агрегат готов к
включению. Подключение его к контактной сети производится разъ-
единителем со стороны постоянного тока ЗР и масляным выклю-
чателем.
Так же как и для варианта с воздушным охлаждением, после-
довательность включения агрегата обеспечивается необходимыми
блокировками в цепи контактора, включающей катушки масляного
выключателя.
Неисправность охладительной установки контролируется реле
РНО, которое отпадает при отключенных магнитных пускателях
электродвигателей насосов и вентиляторов. При этом нормально
открытый контакт реле РНО в цепи контактора включения масля-
ного выключателя будет разомкнут и не позволит включить масля-
ный выключатель.
При отключении полупроводникового агрегата сначала отклю-
чают масляный выключатель, затем разъединитель ЗР со стороны
постоянного тока, магнитные пускатели ПМН и ПВ и автоматы
питания 1АВН — ЗАВН и 1АВВ — 4АВВ электродвигателей на-
и схемы звуковой (б) и световой (в) сигнализации:
земляной защиты; БОТ, 533 —бленкера защиты от обратного тока н земляной защиты;
сигнализации работы защит земляной н от обратного тока; РАС, 1РАС—реле'вклгоче-
РИС—реле импульсной сигнализации; 1РБ — реле времени неисправности цепей подб-
зарядного агрегата; 2КЛР — реле контроля предохранителей и включающих катушек
/Кения постоянного тока 110 в и контроля изоляции шин постоянного тока 110 а;
напряжения 220 в, нарушения изоляции на шинах 110 а, предохранителей земляной
изоляции ~ 220 а, неисправности подзарядного агрегата, предохранителей цепей управ-
79
сосов и вентиляторов. Последним отключают разъединители аг-
регата и собственных нужд со стороны высокого напряжения пе-
ременного тока. Разрядка высоковольтных конденсаторов в цепи
вентильных обмоток тяговых трансформаторов осуществляется
Рис. 35. Схема управления агрегатом с масляным охлаждением:
ЭВ, 30 — катушка соленоидов включения и отключения масляного выключателя,
ПМВ—реле прямого повторителя масляного выключателя; 5 —реле постоянной блоки-
ровки; 1БМ, 2БМ, БПВ, БСГ, БГ, БНО, 1БТА — сигнальные реле защит: максималь-
ной без выдержки и с выдержкой времени, при пробое вентилей, газовой (сигнал и от-
ключение), неисправности охладительной установки, перегрева блока фазы; РВМ— реле
времени максимальной защиты; РНО— реле неисправности охладительной установки;
1КПР — реле контроля предохранителей; РПР — реле сигнализации отключенного поло-
жения моторного привода разъединителя; МП— моторный привод; АМР — катушка
электродвигателя привода масляного выключателя; РОТ —реле обратного тока
включением разъединителей 8Р, 9Р на разрядное сопротивление.
Блокировки дверей ограждения высоковольтного оборудования
и приводов разъединителей аналогичны описанным выше.
Автоматическое отключение агрегата происходит при повреж-
дении вентилей и срабатывании защиты от пробоя, работе макси-
мальной защиты без выдержки времени; газовой защит и защиты
80 I
Рис. 36. Схемы сигнализации агрегата с масляным охлаждением (а) н вклю-
чения электродвигателей (б):
ЛПС—лампа предупредительной сигиалнзации и иеподнятого положения бленкера;
2БТА — реле сигнализации повышения температуры выпрямительного агрегата; 1ЛНВ,
2ЛНВ —лампы сигнализации включения резервных секций III и IV охладительной уста-
новки; ПМН — катушка магнитного пускателя электродвигателей насосов; 1ПВ — 4ПВ —
катушки магнитных пускателей электродвигателей вентиляторов секций I — IV охлади-
тельной установки; 1РП, 2РП—реле автоматического включения вентиляторов
6 Зак. 1776 81
от замыкания на землю; перегреве блока фазы, контролируемом
термосигнализаторами; понижении уровня масла в расширителе!
контролируемом реле уровня масла РУМ:, неисправности охлаЗ
дительной установки, контролируемом реле РНО. Все виды защит!
кроме максимальной с выдержкой времени, земляной и защиты от
пробоя вентилей, воздействуют на реле постоянной блокировки Б,
Рис. 37. Схема включения охладительной установки агрегата с масляным^
охлаждением ?
которое при включении своим замыкающим контактом создает цепы
на отключение масляного выключателя. Контакты реле защиты о!
пробоя вентилей 1РПВ — 6РПВ защиты от замыкания на землкз
2РПЗЗ и максимальной защиты с выдержкой времени РВМ вклюа
чены непосредственно в цепь соленоида отключения масляного
выключателя. ;
§ 2. ЗАЩИТА ОТ ТОКОВ КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ
Полупроводниковый выпрямитель от токов короткого замыкания
на стороне переменного тока защищается масляным выключателем,
на стороне выпрямленного тока — двумя последовательно соеди-'
ненньтми быстродействующими выключателями. Масляный выклю-!
чатель / устанавливают в цепи сетевых обмоток преобразователь-
ного трансформатора, быстродействующие выключатели 2 — в цепи
каждого фидера (рис. 38, а). Для ограничения скорости нарастания
тока короткого замыкания и его амплитуды служит сглаживающий
реактор 3 с индуктивностью 6,5 мгн (возможно применение реак-
тора с индуктивностью от 4,5 до 11 мгн). Чтобы ограничить токи
подпитки в случае перекрытия изоляции и каких-либо нарушений
внутри выпрямителя, применяют быстродействующий выключатель
обратного тока 4.
82
Применяемые масляный выключатель и реле токовой защиты
должны быть достаточно быстродействующими: общее время отклю-
чения не должно превышать 0,2 сек.
Защита полупроводникового агрегата с преобразовательным
трансформатором 110/3 кв имеет свои особенности. Обычно ртутно-
выпрямительные агрегаты с трансформатором ТДРУНГ-20000/110
Рис. 38. Схемы защиты от токов короткого замыкания
защищают короткозамыкатели и отделители, общее время сраба-
тывания которых около 1 сек. Для полупроводникового выпрями-
теля такое время действия устройств защиты неприемлемо и поэтому
необходимо применять масляный выключатель. В целях снижения
стоимости монтажа можно устанавливать масляные выключатели 1
на рабочее напряжение 6 кв в анодных цепях1 (рис. 38, б), возможна
также установка в этих же цепях быстродействующих выключа-
телей специального исполнения или по типу фидерных.
Чтобы исключить возможность отказов масляных выключате-
лей в анодных цепях и повысить надежность отключения токов пов-
реждений, следует разделить катодные группы вентилей и а4,
1 Предложено работниками Западно-Сибирской дороги и Сибгипротранса;
дорога имеет опыт эксплуатации масляных выключателей в анодных цепях
ртутных выпрямителей.
6*
83
Ьз и be, с5 и с2 и подсоединить их к плюсовой шине через быстродей-
ствующие выключатели 4 (рис. 38, в)1. Масляный выключатель,
установленный в анодных цепях, должен иметь достаточную от-
ключающую способность.
Способы защиты преобразователя по трехфазной мостовой схеме
аналогичны описанным способам защиты схемы выпрямления две
обратные звезды с уравнительным реактором. Масляные выклю-
чатели в цепях вентильных обмоток преобразовательного транс-
форматора (рис. 38, г) работают надежнее, необходимое количество
их уменьшается в два раза, не требуется установка дополнитель-
ных катодных выключателей.
В трехфазной мостовой схеме возможно применение быстро-
действующих выключателей с двумя размагничивающими витками,
их устанавливают в анодных цепях вентилей (рис. 38, д'), а через
размагничивающие витки пропускают токи фаз и щ, Ь3 и be,
с5 и с2.
Разработанные полупроводниковые агрегаты защищены от то-
ков короткого замыкания в контактной сети двумя последователь-
но соединенными быстродействующими выключателями типа
АБ-2/4; в цепи постоянного тока включен сглаживающий реактор
с индуктивностью 6,5 мгн. На стороне переменного тока уста-
новлены масляные выключатели.
Для защиты от перекрытий изоляции внутри шкафов выпрями-
тельных блоков устанавливается реле обратного тока типа
ДТ-113, которое выдает команду на отключение агрегата через:
промежуточные реле земляной защиты. ;
Защитному заземлению выпрямительного полупроводникового
агрегата подлежат: шкафы или баки выпрямительных блоков;,
панели управления агрегата, собственных нужд и общеподстанг
ционной сигнализации, управления вентиляторами; корпуса элек-
тродвигателей вентиляторов и насосов; фланцы высоковольтных
изоляторов; ограждения. Заземление производится полосовой ста-
лью сечением 20x5 мм. Для передвижных подстанций все оборудо-
вание вагона или платформы с полупроводниковым агрегатом за-
земляют на раму вагона. Основание, на котором устанавливают
шкафы выпрямительных блоков фаз, крепят к раме вагона бол-
тами; эти болты являются одновременно и заземляющими. Шкафы
надежно заземляют на основание с двух сторон. Реле заземления
устанавливают с двух сторон вагона полупроводникового агрегата.
Шина сечением 40x5 мм, проходящая через реле заземления, од-
ним концом подсоединяется к раме вагона, а другим — к контуру
заземления стационарной подстанции. Подъездной путь, на который
устанавливается передвижная подстанция, ограничивается изо-
лированными стыками.
1 Предложение работников Западно-Сибирской дороги, Сибгипротраис а,
ЦНИИ МПС, ПКБ ЦЭ МПС.
84
§ 3. ЗАЩИТА ОТ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
Возникающие перенапряжения опасны для вентилей по своей
величине и скорости нарастания. Для их ограничения используют
разрядники и емкости. Чтобы уменьшить перенапряжения, вызван-
ные прямыми ударами молнии, фидеры постоянного тока защищают
на длине 200—250 м молниеотводами, а на входе фидеров в под-
станцию устанавливают разрядники РМВУ-3,3. Для снижения
коммутационных перенапряжений к шинам подключают разрядник
РВПК-ЦНИИ. Все это позволяет уменьшить амплитуду перенапря-
жений на шинах подстанции до 8—9 кв.
Непосредственно для защиты полупроводниковых вентилей вы-
прямительной установки применяют разрядники РВМ-3 или РВМ-6,
предназначенные для защиты вращающихся машин и имеющие
меньшие (по сравнению с другими разрядниками) остаточные на-
пряжения; используют также контуры RC. Как уже отмечалось,
в схеме выпрямления две обратные звезды с уравнительным реак-
тором разрядники подключают между противоположными фазами
или между фазами и нулем преобразовательного трансформатора;
контуры RC подсоединяют к выводам вентильных обмоток отдель-
ных звезд (рис. 39, а) или к выводам противоположных фаз
(рис. 39, б). В трехфазной мостовой схеме выпрямителя разрядники
и контуры RC подключают между выводами вентильных обмоток
трансформатора (рис. 39, в).
Разрядники ограничивают перенапряжения между анодом и
катодом (или на цепочке вентилей, подсоединенных к фазе) до
12 кв в трехфазной мостовой схеме и до 24 кв в схеме выпрямления
две обратные звезды с уравнительным реактором (12 и 24 кв — это
85
остаточные напряжения на разрядниках 3 и 6 кв). Контуры RC
практически снимают перенапряжения, возникающие при отклю-
чениях ненагруженного трансформатора (рис. 40), они также
уменьшают перенапряжения, вызываемые коммутациями тока.
При наличии контуров RC перенапряжения в случаях включения
трансформатора достигают 1,4 Uv0, а отключениях — 1,2 Uvo.
Параметры контуров RC : R = 30-4-16 ом, С ~ 1-?2 мкф\
более желательно R = 16 ом и С = 2 мкф (для двух параллельно
работающих трансформаторов УТМРУ-6300/35), так как в этом
случае в большей степени ограничивается скорость нарастания и
амплитуда обратного напряжения. При R = 30 ом и С — 0,8 мкф
обратное напряжение за 260—300 мксек нарастает до 0,83 амплитуд-
ного значения (при двух УТМРУ-6300/35).
ТУ
Рис. 40. Перенапряжения на обмотках тягового транс-
форматора при его включениях (а) и отключениях (б)
Для защиты контуров RC следует устанавливать плавкие npe-jj
дохранители. Наиболее целесообразно подключать контуры RC',
между противоположными фазами, что уменьшает габариты и ко-,
личество сопротивлений и предохранителей.
Вследствие коммутаций тока к контурам RC прикладывается,
«скачок» напряжения, вызывающий через них увеличение тока.!
Ток может также возрасти из-за появления гармонических состав-’
ляющих в напряжении питающей сети. Поэтому ток через контуры
RC возрастает с увеличением тока нагрузки, возможно двух-трех-
кратное увеличение тока (по сравнению с тем, который был бы при
отсутствии тока нагрузки).
Для уменьшения перенапряжений следует подключать разряд-
ники к обмоткам трансформатора. Использовать роговые разряд-
ники с добавочными сопротивлениями 100—300 ом нецелесообразно,
так как они малоэффективны.
Чтобы обеспечить равномерное распределение перенапряжений
между последовательно соединенными вентилями, а также еще бо-
лее снизить перенапряжения, возникающие во время коммутации
тока, к вентилям подсоединяют контуры RBCB (кроме общих кон-
туров RC); в случае применения лавинных вентилей устанавливать
контуры RBCB не надо.
Таким образом, схема защиты полупроводникового выпрями-
теля от перенапряжений отличается от схемы защиты ртутного
выпрямителя.
86
§ 4. ЗАЩИТА ПРИ ПРОБОЕ ВЕНТИЛЕЙ
Во время эксплуатации полупроводникового выпрямителя воз-
можны отказы его отдельных элементов: вентилей, шунтирующих
сопротивлений и конденсаторов. Отказы вентилей связаны с их
пробоями и увеличением обратного тока главным образом из-за
нарушения герметичности; в обоих случаях происходит заметное
Рис. 41. Схемы защиты от пробоя вентиля
снижение обратного сопротивления. Подача сигнала и отключение
установки для замены вышедшего из строя элемента осуществляют-
ся устройствами защиты. Действие большинства таких устройств
основано на сравнении обратных напряжений, приложенных к вен-
тилям и к сопротивлениям специального делителя.
Можно контролировать целостность каждого элемента уста-
новки и групп элементов. При контроле каждого вентиля, сопро-
тивления и конденсаторы Св устройства защиты и сигнализации
Л подключают между каждой группой параллельно соединенных
вентилей и сопротивлениями 7?д делителя (рис. 41, а). Если про-
исходит пробой вентиля, например Вп+1, снижение его обратного
сопротивления, отказ Rm или Св, загораются лампы Лп и Лп+1, что
сигнализирует о неисправности выпрямителя. Можно установить
87
перед лампами фотосопротивления, включив последние в цепь реле,
и отключать установку.
При контроле групп элементов фазу делят на несколько частей
и для защиты используют реле Pi (рис. 41, б). В случае отказа ка-
кого-либо элемента через реле Pi проходит ток и оно срабатывает.
Схемы рис. 41, а и б несложно настраивать, работают они достаточ-
но надежно. Нормально ток небаланса, проходящий через лампы Л
и реле Pi, невелик и составляет десятые доли миллиампера.
' куо-з
?каг
Ш2_
1КД1
—Я I о-
26кфГ1 2бкф
iJ5
16Кф
Ф о тис on р этьвления ФСК-1
Фотосопроп иЬпения ФСК-1
рнн
5DDO 1
ОМ
4,2 ма
РКН
1ооооам,3ма
+1108->
038-50
6800м
Лампы
2Р2
РКН
ЮООООм,
|*5
'ПЭв-25
510 Ом
03 В -25
510 ом
-У
-1106-+2-
1Р1
поммут а т
орны е
^3

ЗмЦ ;
?Л5 :
Рис. 42. Схема защиты от пробоя вентилей полупроводникового выпря- !
мителя с воздушным охлаждением
Известна схема защиты, в которой обратное напряжение, при- :
ложенное к катодной группе вентилей выпрямителя (а в трехфаз-
ной мостовой схеме к катодной и анодной группам), подается через
группы диодов Bi и В и в блок / и сравнивается с частью выпрямлен-
ного напряжения, снимаемого с делителя Pi Р2 (рис. 41, в). При от-
казе вентилей, шунтирующих сопротивлений и конденсаторов ба-
ланс напряжений нарушается и защита срабатывает.
Аппаратура защиты разработанных полупроводниковых выпря-
мителей с воздушным охлаждением монтируется в шкафах выпря-
мительных блоков.
При пробое полупроводникового вентиля загорается сигналь-
ная лампа, которая контролирует пять параллельно соединенных
вентилей. Лампа через отражатель освещает фотосопротивление
ФСК-1 (рис. 42). Последнее резко снижает свое внутреннее сопро-
тивление, и увеличившийся ток вызывает срабатывание одного
88
Рис. 43. Схема защиты от пробоя вентилей полупроводникового выпрямителя с масляным охлаждением
из реле, которое в свою очередь воздействует по цепям защиты на
аппаратуру отключения или сигнализации агрегата. Защита дает
возможность определить, в каком блоке произошел пробой вентиля.
Сигнальные реле 1БКФ, 2БКФ (РУ-21/0,01; 0,01 а) установлены
на панели управления и указывают, в шкафах какой фазы произо-
шел пробой. Деблокировка реле производится после обнаружения
места повреждения нажатием на кнопку. Для обеспечения надеж-
ности работы защиты от пробоя вентилей предусматривается со-
ответствующий контроль цепей.
Для выпрямителей с масляным охлаждением монтаж аппара-
туры защиты от пробоя вентилей в баке фазы представляет боль-
шую трудность и неудобство в эксплуатации, в связи с чем приме-
няется схема, контролирующая пробой двух-трех вентилей в блоке
фазы. Защита (рис. 43) выполнена в виде высоковольтного потен-
циометра 17?д—15/?д, который размещается в высоковольтной
ячейке. Реле защиты от пробоя вентилей 1РФ^ — 6РФ1 размещает-
ся в высоковольтном шкафу в помещении щитовой. Потенциометр
подсоединен к полупроводниковым вентилям фазы через реле, дат-
чик которого работает при небалансе тока в плечах моста. Реле
своими контактами, через изолирующие трансформаторы 1ТЗ —
6ТЗ и промежуточные реле 1РПВ — 6РПВ воздействуют на цепи
сигнализации или отключения агрегата. Эксплуатируемые полу-
проводниковые агрегаты имеют по два реле-датчика на фазу, что
увеличивает надежность работы защиты.
§ 5. ТЕПЛОВАЯ ЗАЩИТА И ЗАЩИТА ОТ НЕИСПРАВНОСТИ
ВЕНТИЛЯЦИИ
Особенности перегрузочной способности полупроводниковых
вентилей требуют применения специальных видов защит. Напри-
мер, можно использовать защиту, характеристика которой, пред-
ставляющая зависимость тока от времени, будет подобна перегрузоч-
ной характеристике вентилей.
О перегрузке полупроводниковых вентилей и допустимых ве-
личинах ее можно судить по температуре р-п перехода. Темпера-
тура р-п перехода 9Р.„ изменяется с изменением нагрузки, причем
вследствие малых постоянных времени нагрева и остывания от-
дельных элементов вентиля она практически сразу же повышается
(понижается) с увеличением (уменьшением) тока. Поэтому защита,
основанная на контроле температуры р-п перехода, дает достаточ-
но объективную оценку перегрузочной способности полупровод-
никового выпрямителя. Уставка защиты будет соответствовать за-
данному перегреву р-п перехода или заданной температуре 9Р.„.
Если 9Р.Л не выходит за пределы уставки, то имеющаяся нагрузка
допустима, и принимать каких-либо мер по ее ограничению не сле-
дует.
Один из вариантов тепловой защиты показан на рис. 44, а.
Действие ее основано на изменении сопротивления вентиля прямо-
го
му тока с изменением температуры р-п перехода; измерения сопро-
тивления вентиля производят в непроводящий период.
Вентиль Вк, у которого контролируют температуру р-п перехода,
шунтируют емкостью С, чтобы уменьшить обратное напряжение
на нем практически до нуля. Вентиль Вк, регулируемое сопротив-
ление R2 и сопротивление Ri образуют мост, в одну диагональ ко-
торого включен генератор III прямоугольных импульсов напря-
жения Ua длительностью несколько миллисекунд, а в другую диа-
гональ включен измерительный блок IV, выдающий сигнал и им-
пульс напряжения на отключение агрегата. При отсутствии тока
через вентиль Вк и окружающей температуре 20—30° С подбором
Рис. 44. Схема тепловой защиты
величины сопротивления R2 устанавливают на входе блока IV
напряжение UBX «0. Прохождение через вентиль тока i (рис. 44, б)
вызывает увеличение температуры р-п перехода и уменьшение со-
противления вентиля RB, вследствие этого измерительный ток че-
рез вентиль, равный возрастает. Синхронизация момента
подачи напряжения U„ с моментом окончания тока I через вентиль
осуществляется с помощью тороидального трансформатора I и
синхронизирующего устройства II, что позволяет пропускать че-
рез вентиль измерительный ток в непроводящий период сразу же
после окончания коммутации. Трансформатор I выдает синхро-
низирующие импульсы Ult которые и определяют момент подачи
на вентиль Вк измерительного тока.
Напряжение UBX на входе блока IV образуется разностью на-
пряжений на двух сопротивлениях Rx-.
" R1 Ri + RB R1‘
Оно увеличивается с ростом температуры р-п перехода. Когда (7ВХ
достигнет уставки, соответствующей заданной температуре р-п
перехода, на выходе блока IV появится импульс напряжения, ко-
91
торый может быть использован для сигнализации, отключения уста-
новки или ограничения величины тока нагрузки.
Для защиты от неисправности вентиляторов (общего или ин-
дивидуальных при воздушном охлаждении агрегата) применяется
ветровое реле конструкции ПКБ ЦЭ, а также сигнализатор падения
давления типа СПДМ-100. Схемой предусматривается отключение
агрегата при отсутствии потока воздуха, охлаждающего полу-
проводниковые вентили. Защита агрегата при неисправности насо-
сов масляного охлаждения агрегата осуществляется с помощью авто-
матов, которые своими контактами разрывают цепь магнитного пу-
скателя электродвигателей насосов. Контакт пускателя шунтирует
обмотку реле неисправности охладительной установки, которое
в свою очередь своим контактом через реле блокировки дает им-
пульс на отключение агрегата. Перегрев блока фазы контролирует-
ся термосигнализаторами, которые также при определенной устав-
ке дают команду на отключение агрегата.
Глава VI
НАЛАДКА И ПУСК
ВЫПРЯМИТЕЛЯ
§ 1. НАРУЖНЫЙ ОСМОТР И ПРОВЕРКА ИЗОЛЯЦИИ ФАЗ
В настоящее время имеется несколько разновидностей конструк-
ций кремниевых выпрямителей, различающихся по назначению
(передвижные, стационарные) и по системе охлаждения (воздуш-
ные, масляные). Методы наладки и пуска этих выпрямителей в эк-
сплуатацию содержат много общего. Обычно производят следующие
работы: наружный осмотр фаз полупроводникового выпрямителя,
проверку изоляции блоков фаз, проверку распределения тока между
параллельными ветвями фаз, проверку распределения обратного
напряжения между последовательно включенными вентилями фаз,
наладку защиты от пробоя вентилей, проверку охлаждения фаз
выпрямителя, проверку защит выпрямительного агрегата, включе-
ние полупроводникового агрегата на холостой ход, включение на
контактную сеть.
В основном наладка сводится к повторению одних и тех же про-
верочных операций по отношению к каждой фазе выпрямителя.
Выпрямитель с воздушным охлаждением налаживать и проверять
проще, так как вентили его доступны для осмотра. Перед провер-
кой полупроводникового выпрямителя, у которого фазовые блоки
с вентилями помещены в баки с трансформаторным маслом, частич-
но сливают масло, освобождают верхнюю крышку фазы и подни-
мают выемную часть над баком для стока масла. После проведения
всего комплекса проверочных испытаний выемную часть устанав-
ливают на место и переходят к наладке другой фазы.
При наружном осмотре проверяют правильность монтажа и
соответствие его чертежам. Особое внимание необходимо обратить
на состояние контактов между гибкими выводами вентилей и ра-
диаторами, а также шинами. Проверяют целостность цепей сопро-
тивлений связи, шунтирующих сопротивлений и цепочек RC. Оп-
ределяют, нет ли замыканий между радиаторами и гибкими выво-
дами соседних вентилей. Причинами замыканий между радиаторами
параллельно соединенных вентилей бывают отсутствие изоляцион-
ных прокладок или отогнутые боковые ребра. Замыкания между
радиаторами двух соседних рядов могут вызываться небрежно
поставленными лепестками гибких нихромовых соединений.
93
Проверку изоляции начинают с замеров изоляции стяжных шпи-
лек относительно охладителей мегомметром 2 500 в. Если изоляция
стяжной шпильки менее 50 Мом, то необходимо заменить ее. Эти
замеры проводятся как для блоков с воздушным, так и масляным
охлаждением.
Изоляцию блоков фазы относительно каркаса выемной части
и бака (масляное охлаждение), нейтрального каркаса и шкафа
(воздушное охлаждение) испытывают мегомметром 2 500 в и выпрям-
ленным напряжением от кенотронных аппаратов типов АКИ, АИИ
и др. До подачи испытательного напряжения во избежание пробоя
вентилей последние временно шунтируют проводом. Дополнительно
шунтируют общим проводом и все стяжные шпильки, которые сое-
диняют с токоведущими частями. Плавно увеличивая напряжение
до 15 кв, наблюдают за током утечки. Время испытаний изоляции
высоким напряжением 5 мин. Изоляция считается выдержавшей
испытания, если ток утечки при испытательном напряжении не
превышал 50 мка, не было резких колебаний и увеличений тока
утечки, пробоев, перекрытий и коронирования. После испытаний
высоким напряжением изоляцию снова проверяют мегомметром
для выявления возможных ее нарушений.
Высоковольтные испытания блока фазы с масляным охлажде-
нием относительно корпуса бака производят как завершающий
этап после всех испытаний по каждой фазе. Выемную часть с бло-
ком, приведенным в рабочее состояние (снимают все временные шун-
тирующие провода), опускают в бак и проверяют изоляцию напря-
жением 15 кв в течение 1 мин. При этом испытании изоляции от-
рицательный вывод кенотронного аппарата подключают к катод-
ному выводу вентильного блока, а заземленный (положительный)
вывод — к корпусу бака. Не допускается соединять с катодом'осталь-
ные высоковольтные выводы на крышке фазы. Если ток утечки при
испытательном напряжении не превышает 50 мка и не наблюдаются
резкие колебания и увеличения тока утечки, то изоляция считается
выдержавшей испытание.
§ 2. ПРОВЕРКА РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ТОКА МЕЖДУ ВЕНТИЛЯМИ
Проверка токораспределения между параллельно соединенными
вентилями позволяет наглядно установить, правильно ли подобра-
ны вентили, нет ли каких-либо дефектов монтажа, не нарушены
ли контакты. Для проверки токораспределения блок фазы 1 выпря-
мителя подсоединяют к сварочному трансформатору 2 (рис. 45).
С помощью регулируемого дросселя 3 устанавливают средний ток
150—200 а, что соответствует 30—40 а на последовательную цепочку
вентилей для блока фазы с пятью вентилями в каждом горизонталь-
ном ряду. Ток измеряют магнитоэлектрическим прибором. Испы-
тания проводят при естественном охлаждении блока фазы.
В течение первых 5—10 мин нагрева проверяют на ощупь равно-
мерность нагрева корпусов вентилей и контактов. Если отдельные
94
вентили имеют больший нагрев, чем остальные, то это указывает на
недостаточно плотный контакт между ними и радиаторами. При-
чиной таких перегревов обычно является неполное ввинчивание
корпуса вентиля в радиатор, или наличие зазоров из-за перекоса.
В этом случае подобные вентили необходимо снова завернуть та-
рировочным ключом или заменить и вновь повторить испытание на
нагрев.
При том же испытательном токе сварочного трансформатора
производят измерение тока токоизмерительными клещами. Во время
измерении клещи держат в одном
и том же положении, чтобы не ис-
кажать результатов замеров. Изме-
ряют токи, проходящие в начале
и в конце через каждую последо-
вательную ветвь каждого верти-
кального ряда вентилей (см. рис.
45). При наличии объединяющих
шин между вертикальными рядами
вентилей такие измерения выпол-
няют для каждой группы венти-
лей, отделяемых этими шинами.
Когда все вентили правильно
подобраны по прямому падению
напряжения и нет замыканий меж-
ду радиаторами параллельно вклю-
ченных ветвей, отклонение вели-
чины тока в цепи каждого вентиля
горизонтального ряда (в каждой
параллельной цепи вентилей)
обычно не превышает ±5% от сред-
него значения тока для этой цепи.
5
Рис. 45. Схема проверки распре-
деления тока между ветвями
вентилей в блоке фазы:
/ — блок фазы; 2 —сварочны/i трансфор-
матор ; 3 — дроссель-регулятор тока;
4 — шунт и амперметр; 5 —места, где
производятся измерения токоизмери-
тельными клещами-
Среднее значение тока одной параллельной цепи определяется де-
лением общего тока вентильного блока на число параллельных це-
пей в блоке. Если токи в параллельной цепи вентилей отклоняются
от среднего значения тока более чем на ±10%, то необходимо про-
верить правильность подбора вентилей по прямым падениям на-
пряжения.
При испытаниях разница в токах, проходящих в начале и в
конце одной последовательной цепи вентилей, обычно не превышает
3 а. Если разница в токах превышает 3 а, то это указывает на пло-
хие контакты, или на наличие соединений между радиаторами го-
ризонтального ряда, а также на возможность соединений выводов
сопротивлений связи одного ряда вентилей с охладителями другого
ряда. Поэтому, если обнаружена недопустимая разница в токах,
проходящих через последовательно соединенные вентили, то не-
обходимо тщательно проверить вентильный блок фазы. Место от-
ветвления тока из одной параллельной цепи в другую определяют
измерениями.
95
§ 3. ИЗМЕРЕНИЕ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ОБРАТНОГО НАПРЯЖЕНИЯ
МЕЖДУ ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНО СОЕДИНЕННЫМИ ВЕНТИЛЯМИ
Проверка распределения обратного напряжения позволяет уста-
новить, нет ли пробитых или дефектных (с малым обратным сопро-
тивлением) вентилей, целы ли шунтирующие сопротивления 7?ш
и цепочки емкость — активное сопротивление RBCB. Для проверки
распределения обратного напряжения к катодному и анодному
выводам вентильного блока 1 подсоединяют через ограничивающее
сопротивление 7?д высоковольтную обмотку испытательного транс-
Рис. 46. Схема проверки распределения обратного
напряжения между горизонтальными рядами вен-
тилей блока фазы
форматора 2 (10 кв, 10 кеа), низковольтную обмотку которого под-
ключают через автотрансформатор 3 к сети (рис. 46). Ограничиваю-
щее сопротивление 7?д подбирают по выделяемой в нем мощности;
его величину берут меньше эквивалентного значения шунтирующих
сопротивлений, подключенных параллельно вентилям блока фазы,
т, е. 7?д sRBI, где s — число последовательно соединенных вен-
тилей.
При испытании одной фазы, когда в испытательную высоко-
вольтную цепь последовательно включается ограничивающее со-
противление 7?д, необходимо замерить требуемое амплитудное зна-
чение обратного напряжения между анодом и катодом фазы, что
можно выполнить с помощью электростатического киловольтмет-
ра. Если его нет, то можно взять электростатический вольтметр
типа G-50 со шкалой на 600 в и использовать его для измерений с
помощью активного делителя Ri — R2 — R2 (см. рис. 46).
Электростатический вольтметр подготовляют для универсальных изме-
рений, как показано на схеме 4 (см. рис. 46). Параллельно его выводам
подключают конденсатор С (2 мкф, 600 в) и для его заряда последовательно
включают два диода Д7Ж или Д205, шунтированных сопротивлениями МЛТ
на 60—100 ком. Собранная измерительная схема 4 при измерении напряже-
ния 220 в по шкале прибора С-50 должна показать 300 в. Высокоомный
делитель может быть собран из двухваттных сопротивлений типа МЛТ или
96
ВС на изоляционной плате. Для исключения перекрытия сопротивление
собирают из девяти последовательно включенных сопротивлений по 200 ком
каждое. Два сопротивления Д2 по 100 ком каждое включают последова-
тельно с сопротивлением Rr. Все сопротивления размещают с достаточными
изоляционными промежутками между ними. Параметры делителя могут
быть изменены в зависимости от номиналов сопротивлений и допустимого
напряжения на электростатический вольтметр. Для приведенного делителя
коэффициент равен 20. Вследствие того что схема 4 при измерениях нахо-
дится под высоким потенциалом, необходимо питание шкалы прибора С-50
осуществить через изолирующий трансформатор, все элементы надежно изо-
лировать от земли и оградить в соответствии с требованиями Правил тех-
ники безопасности.
Рис. 47. Схема проверки распределения обратного напряжения между
горизонтальными рядами вентилей блоков двух фаз
Можно также проверять распределение обратного напряжения,
соединяя две фазы полупроводникового выпрямителя встречно
(рис. 47). При этом будут сразу проверяться одновременно две
фазы (/ и 2), кроме того, не потребуется подбирать ограничиваю-
щее сопротивление и уменьшится мощность высоковольтного
трансформатора 3. Постепенно увеличивая напряжение с помощью
автотрансформатора 4, на низкой стороне высоковольтного транс-
форматора можно установить максимальное амплитудное значение
обратного напряжения между анодами и катодами испытуемых
фаз. Величина этого напряжения при схеме выпрямления звезда —
две обратные звезды с уравнительным реактором и номинальном
выпрямленном напряжении 3,3 кв должна быть равна 7 400 в.
Распределение обратного напряжения по последовательно сое-
диненным группам вентилей проверяют осциллографом (желательно
с катодной трубкой с послесвечением) или электростатическим вольт-
метром. Место испытаний ограждают, осциллограф 5 питают через
изолирующий трансформатор 6; настраивают и регулируют изме-
рительные приборы до подачи на них высокого напряжения при
заземленной фазе. Измерения производят в соответствии с Прави-
лами техники безопасности при эксплуатации тяговых подстанций
и постов секционирования в диэлектрических перчатках и ботах
7 Зак. 1776 97
(или стоя на изолирующей подставке); применяют провода с высо-
ковольтной изоляцией (типа магнето) и изолирующую штангу со
специальными наконечниками. Лица, проводящие измерения, долж-
ны иметь квалификационную группу V и IV. Среднее значение об-
ратного напряжения для вентилей одного горизонтального ряда
определяется делением значения обратного напряжения блока фазы
на число горизонтальных рядов вентилей в блоке фазы.
Если значение обратного напряжения для одного горизонталь-
ного ряда вентилей отличается от среднего значения на 10% и бо-
лее, то необходимо выявить причину этого, тщательно проверив
вентили, сопротивления и конденсаторы.
Причинами завышенного значения обратного напряжения на
вентилях одного горизонтального ряда обычно являются следую-
щие неисправности: нарушение контакта в цепях вентилей, шун-
тирующих сопротивлений и контуров 7?ВСВ; завышенная относи-
тельно проектной величина шунтирующего сопротивления; зани-
женная относительно проектной величина емкости конденсатора,
контура RBCB.
Причинами заниженного значения обратного напряжения на;
вентилях одного горизонтального ряда являются следующие неис-1
правности: неполный пробой вентиля в этом ряду; снижение об->
ратного сопротивления вентилей этого ряда (увеличение обратного)
тока вентилей); завышенная относительно проектной величина)
емкости конденсатора контура RBCB; заниженная относительно^
проектной величина шунтирующего сопротивления. j
Причинами отсутствия обратного напряжения на вентилях)
одного горизонтального ряда может явиться: пробой хотя бы од-1
ного вентиля или пробой конденсатора ' контура RBCB этого ряда. |
§ 4. НАЛАДКА ЗАЩИТЫ ОТ ПРОБОЯ ВЕНТИЛЕЙ 1
Настройку защиты от пробоя вентилей производят в тех же ис-
пытательных схемах, что и проверку распределения обратного на-
пряжения по рядам последовательно соединенных вентилей фазы
с соблюдением необходимых мер безопасности. Чтобы гарантиро-
вать при эксплуатации четкую работу защиты при возможных по-
нижениях питающего напряжения, испытательное напряжение
берут на 10% меньше максимальной величины амплитудного об-
ратного напряжения. При описанной конструкции делителя на-
пряжения Ri — R2 — R2 (см. рис. 46) электростатический вольт-
метр должен показать 330 в, что будет соответствовать максималь-
ной величине напряжения 6 600 в.
В полупроводниковых выпрямительных установках применяют
два вида защиты от пробоя вентилей: с фотосопротивлениями и сиг-
нальными лампами при воздушном охлаждении (рис. 48) и с реле
типа РКН при масляном охлаждении (рис. 49). Поскольку в послед-
нем варианте параллельно аноду и катоду вентильного блока фазы
98
подключена цепь выносного высоковольтного делителя Р + Р +
г R, то ограничивающее сопротивление 7?д по величине должно
быть меньше общего сопротивления этих двух параллельных цепей.
Защиту с фотосопротивлениями настраивают при искусствен-
ном, поочередном закорачивании рядов вентилей специальной изо-
лирующей штангой. Двери шкафа должны быть закрыты. Если
защита работает (загораются в основном две сигнальные лампы),
то никакой ее специальной наладки не требуется. При необходи-
Рис. 48. Схема настройки защиты от пробоя вентилей блока
фазы с воздушным охлаждением:
/ — блок фазы; 2 —исполнительные цепи защиты от пробоя вентилей; 5 —
высоковольтный трансформатор; 4 — измерительная схема; 5 —автотранс-
форматор
мости приходится подбирать фотосопротивления и менять сигналь-
ные лампы. Для контроля необходимо включить миллиамперметры
последовательно с катушками реле (Pt, Р2) защиты и расположить
их вне защитного ограждения, так как вторичные цепи защиты
изолированы от первичных цепей воздушным промежутком между
лампами и фотосопротивлениями. При отсутствии специальной
закоротки и правильной настройке защиты ток в обмотках реле
практически должен отсутствовать.
При масляном охлаждении вентильных блоков между точками
деления фазы и внешним активным делителем в цепь реле Pi или
Р2(РКН) включают миллиамперметры, имеющие шкалу с нулем
посередине. Вначале, подав напряжение на фазу, проверяют токи,
проходящие через эти реле. Отсутствие токов указывает на. пра-
вильную регулировку защиты на заводе. Наличие тока небаланса
требует регулировки сопротивлений соответствующих плеч внеш?
него делителя. Изменяя сопротивления (постепенно, путем под-
бора), добиваются нулевых значений тока через реле РКН; регу-
7* 99
лировку сопротивлений осуществляют при снятом напряжении
с фазы и ее заземлении. Реле РКН должны быть отрегулированы
на минимальный ток срабатывания. После настройки реле РКП
и сведения токов небаланса к нулю проверяют работу защиты путем
поочередного закорачивания горизонтальных рядов вентилей спе-
Рис. 49. Схема настройки зашиты от пробоя вентилей блока
фазы с масляным охлаждением.
1 — блок фазы; 2— высоковольтный трансформатор; «?—автотрансформа-
тор; ^ — измерительная схема
циальной изолирующей штангой. Параметры остальных цепей
защиты от пробоя вентилей и отключения преобразователя про-
веряют отдельно при искусственном замыкании контактов первич-
ных реле защиты.
§ 5. ПРОВЕРКА ОХЛАЖДЕНИЯ ФАЗ ВЫПРЯМИТЕЛЯ
Для полупроводникового выпрямителя с индивидуальной си-
стемой воздушного охлаждения проверяют работу вентиляторов и
равномерность обдува фаз воздухом (замеряют скорости воздуха
по фазам). Устанавливают и фиксируют положение заслонок в си-
стеме воздуховода. Проверяют действие защиты от прекращения
обдува воздухом каждого вентильного блока; при необходимости
регулируют ветровые реле.
При групповой системе воздушного охлаждения, когда в ос-
новном в работе находится один вентилятор, обращают внимание
на автоматику подключения резервного вентилятора. Последний
должен включаться при повышении температуры выходящего воз-
духа выше +70° С; его включение сигнализируют световым сиг-
налом.
100
Для полупроводникового выпрямителя с масляной системой
охлаждения вентилей и радиаторов берут пробу трансформаторного
масла и осуществляют проверку работы насосов и мотор-вентилято-
ров воздушного охлаждения. Устанавливают правильное направ-
ление вращения насосов, при котором манометры нижнего кол-
лектора должны показывать большее давление, чем манометры
верхнего коллектора; перепад в давлении масла верхнего и ниж-
него коллекторов должен быть не более 0,5 ат. При необходимости
спускают воздух из системы маслопровода. Далее открывают все
краны и вентили маслопровода; устраняют течи масла в системе
охлаждения при работе насосов; выявляют действие защиты от
прекращения охлаждения по отдельным фазам; проверяют работу
автоматики подключения и отключения резервных охладительных
секций, которые включают при достижении циркулирующим маслом
температуры 58° С и отключают при снижении его температуры до
54' С.
При повышении температуры трансформаторного масла, нахо-
дящегося в баке фазы, до 62° С должен замыкаться первый контакт,
а при температуре 67° С — второй контакт термосигнализатора
1ТА-6ТА. В первом случае собирается цепь, сигнализирующая о
перегреве выпрямителя, во втором замыкается цепь на его отклю-
чение.
§ 6. ПРОВЕРКА ЗАЩИТ И БЛОКИРОВОК
ВЫПРЯМИТЕЛЬНОГО АГРЕГАТА
У полупроводникового выпрямительного агрегата должны быть
настроены и проверены следующие защиты: максимальные токовые
со стороны постоянного (быстродействующие выключатели) и пе-
ременного токов с выдержкой и без выдержки времени, газовая,
земляная, от обратного тока, пробоя вентилей, перегрева и неисправ-
ности охладительной установки, перенапряжений.
^Максимальную токовую, газовую и земляную защиты испыты-
вают и налаживают в соответствии с действующими на электрифи-
цированных железных дорогах правилами, положениями и инструк-
циями. При работе выпрямителя с двумя трансформаторами типа
УТМРУ-6300/35 рекомендуются следующие уставки: для защиты
с выдержкой времени (0,25—0,50 сек) 1усг - (54-7) Ц и без выдержки
времени /уст -• (104-12) Ц, где Д— номинальный ток первичной
обмотки одного трансформатора.
В случае одновременной работы передвижной подстанции с по-
лупроводниковым выпрямительным агрегатом и стационарной тя-
говой подстанции на общие шины выходные цепи земляных защит
должны быть объединены, чтобы исключить возможность взаимной
подпитки при повреждениях. Для защиты питающего кабеля и
исключения подпитки со стороны стационарной подстанции при
повреждениях на передвижной рекомендуется последнюю подклю-
чать к шинам стационарной подстанции через БАОД.
Поскольку защита от обратного тока дублирует в какой-то сте-
101
пени функции земляной защиты, а также обеспечивает защиту при
сквозном пробое фаз, выходные цепи этих защит должны быть обь
единены между собой и с кнопками аварийного отключения агре
гата. При срабатывании выходных реле этих защит должны обесто
читься держащие катушки быстродействующих выключателей п
подан импульс на отключение масляного выключателя фидерных
разъединителей и плюсового разъединителя, благодаря этому аг-
регат полностью отключается со стороны постоянного и перемен-
ного токов. Защита самоблокируется и агрегат может быть вновь
включен в работу только после ее деблокировки.
Выше была рассмотрена настройка защит от пробоя вентилей
на высоком напряжении, при которой устраняются перетоки через
токовые катушки первичных реле. Проверку исполнительных цепей
этой защиты можно производить искусственным замыканием кон-
тактов первичных реле защиты. Для выпрямителя с воздушным ох-
лаждением при замыкании контактов реле защиты должна заго-
раться соответствующая лампа сигнализации пробоя вентилей, а
при шунтировке фотосопротивления — выпадать бленкер БКФ.
Одновременно реле защиты своими контактами должно замыкать
цепь выходного реле защиты фазы, дающего испульс на отключение
выпрямителя с выпаданием бленкера пробоя вентилей БПВ на па-
нели управления. Размыкающий контакт выходного реле защиты
должен разрывать цепь фотосопротивлеиий, ограничивая тем самым
длительность протекания тока по ним, а питание обмотки реле за-
щиты вентилей при этом будет осуществляться от средней точки
делителя пониженнььм напряжением через свой замыкающий кон-
такт (см. рис. 42). Для сигнализации перегорания предохранителей
цепей защиты в схеме предусматривается реле, при отпадании ко-
торого должно срабатывать выходное реле защиты с отключением
агрегата и сигнализацией о сгорании предохранителя.
Для выпрямителя с масляным охлаждением при закорачивании
вторичной обмотки изолирующего трансформатора ТЗ (имитация
пробоя вентиля) возрастает ток в его первичной обмотке, от кото-
рого срабатывает выходное реле защиты РПВ (см. рис. 43). При
этом должен отключиться масляный выключатель и выпасть один
из бленкеров (1БПФ — 6БПФ), установленных в шкафу защиты
от пробоя вентилей и указывающих, в какой фазе пробит вентиль,
а также выпасть общий бленкер защиты БПВ на панели управ-
ления.
Предельные температуры нагрева охлаждающей среды как для
воздушной, так и масляной систем охлаждения, уже были реко-
мендованы. Рассмотрим цепи защиты от перегрева и неисправности
охладительной установки. Для воздушной системы охлаждения с
двумя вентиляторами требуется проверить схему защиты агрегата
при отсутствии потока воздуха, охлаждающего полупроводниковые
вентили. При его отсутствии должно срабатывать реле РКВ и, за-
мыкая цепь, реле ПРНВ, которое через реле постоянной блокиров-
ки Б собирает цепь на отключение агрегата (см. рис. 31).
102
Для масляной системы охлаждения при неисправности электро-
двигателя насоса должен отключиться автомат 1АВН — ЗАВН,
контакты которого находятся в цепи катушки пускателя насосов
ПМН. Отключившийся пускатель ПМН должен шунтировать ка-
тушку реле РНО, которое своими контактами замыкает цепь от-
ключения агрегата (см. рис. 35 и 37). В случае неисправности элект-
родвигателей вентиляторов, охлаждающих две и более секции, кон-
такты пускателей вентиляторов 1ПВ — 4ПВ должны шунтировать
катушку реле РНО, которое и отключает агрегат. Проверяется
действие бленкера БНО, который сигнализирует о неисправности
охладительной установки.
В комплекс проверки защиты агрегата от атмосферных пере-
напряжений входят испытания разрядников типа РМВУ-3,3, уста-
навливаемых на фидерах постоянного тока. Пробивное напряже-
ние их искровых промежутков должно находиться в пределах 10,5—
13,0 кв, чтобы они не срабатывали при коммутационных перенапря-
жениях. Проверяют также разрядник типа РВПК-ЦНИИ, макси-
мальное значение пробивного напряжения которого должно быть
7,5 -8,5 кв. Его устанавливают между плюс-шиной и внутренним
контуром заземления; разрядник служит для защиты от комму-
тационных перенапряжений. Испытываются разрядники РВМ-3,
используемые для защиты вентильных обмоток тягового транс-
форматора и вентилей; их остаточное напряжение 12 кв. Проверя-
ются контуры RC, подключаемые к противоположным фазным вы-
водам вентильных обмоток трансформаторов.
Проверяют и налаживают блокировки дверей ограждений высо-
ковольтного оборудования с разъединителями и выключателями,
обеспечивающими безопасность персонала при обслуживании и
исключающими ошибки при производстве оперативных переклю-
чений.
§ 7. ВКЛЮЧЕНИЕ АГРЕГАТА НА ХОЛОСТОЙ ХОД
И КОНТАКТНУЮ СЕТЬ
Испытанию высоким напряжением, наладке и проверке, кроме
выпрямителя, также подвергается вся остальная аппаратура и обо-
рудование полупроводникового агрегата в соответствии с действую-
щими на электрифицированных железных дорогах правилами, по-
ложениями и инструкциями. После окончания всех наладочных ра-
бот, ревизии, регулировки, испытания оборудования агрегат вклю-
чают на холостой ход. Предварительно уточняют величину первич-
ного напряжения и устанавливают в соответствующие положения
переключатели ответвлений обмоток тяговых трансформаторов и
трансформатора собственных нужд.
При включении необходимо соблюдать следующую последо-
вательность, которая предусмотрена блокировками схемы агре-
гата: закрыть все двери шкафов и ограждений; отключить заземля-
ющие разъединители в шкафу конденсатора; включить разъеди-
103
кители со стороны питающей системы переменного тока; включить'
насосы и вентиляторы маслоохладительной установки, а в arpeJ
гате с воздушным охлаждением — вентиляторы; включить масле-
ный выключатель.
Целью включения передвижной подстанции на холостой ход
является проверка работы всех узлов агрегата. В случае обнару-
жения посторонних шумов, потрескиваний и т. д. необходимо не-
медленно отключить агрегат и установить причину этого. Во время
включения на холостой ход фиксируют напряжение по кило-
вольтметру и следят за отсутствием срабатывания защиты от про-
боя вентилей.
Если полупроводниковый агрегат установлен на передвижной
тяговой подстанции, то его можно подключать к шипам стационар-
ной тяговой подстанции. Подключение передвижной подстанции
производится в соответствии с Инструкцией по подключению
передвижных тяговых подстанций, разработанной проектно-кон-
структорским бюро ЦЭ МПС. При подключении передвижной под-
станции, находящейся на территории стационарной тяговой под-
станции, необходимо учитывать, в каком месте будет подключен
выходной минус передвижной подстанции. Желательно, чтобы
минус передвижной подстанции был подключен до реактора (или
реакторов) стационарной подстанции к ее сборной минус-шиш?.
В этом случае сглаживающее устройство стационарной подстанции
остается в работе, а сглаживающее устройство передвижной под-
станции включать нельзя. Общая индуктивность в цепи минуса
должна быть не более 13 мгн.
В случае подключения выходного минуса передвижной подстан-
ции за реактором (реакторами) стационарной подстанции сглажи-
вающее устройство передвижной подстанции должно быть включено
в работу.
Выходной плюс передвижной подстанции при наличии стацио-
нарной подстанции рекомендуется подсоединять таким образом,
чтобы передвижная подстанция питала ее шины РУ-3,3 кв. Быстро-
действующие выключатели (БВ) передвижной подстанции можно
соединить все последовательно. IТри этом два последовательно сое-
диненных БВ будут обратного действия, а два других последова-
тельно соединенных БВ— прямого действия. Таким включением до-
стигается повышение надежности защиты подстанции со стороны
контактной сети. В этом случае желательно, чтобы прокладываемые
от передвижной подстанции с стационарной кабели и провода были
в зоне действия земляных защит.
Если передвижная подстанция установлена на перегоне и яв-
ляется самостоятельным источником, необходимо включить мачто-
вые разъединители контактной сети и фидерные быстродействующие
выключатели. При включении на контактную сеть следует обратить
внимание на правильность показаний килоамперметра.
В случае включения передвижной подстанции на контактную
зеть совместно со стационарной проверяется взаимная параллель-
пая работа агрегатов. При необходимости (недостаточное равно-
мерное распределение нагрузок) производится переключение от-
ветвлений обмоток тяговых трансформаторов.
Полупроводниковый агрегат отключают в обратной последова-
тельности. Отключают фидерные быстродействующие выключатели,
разъединители со стороны контактной сети, масляный выключа-
тель, разъединители со стороны питающей системы переменного
тока, насосы и вентиляторы маслоохладительной установки
(а в агрегатах с воздушным охлаждением — вентиляторы), вклю-
чают заземляющие разъединители в шкафу конденсаторов (на
вентильные обмотки тяговых трансформаторов).
§ 8. ПРОВЕРКА ВЫПРЯМИТЕЛЯ ВО ВРЕМЯ ЭКСПЛУАТАЦИИ
Опыт эксплуатации первых полупроводниковых выпрямитель-
ных агрегатов имеет большое значение для совершенствования
их конструкции, системы охлаждения и повышения надежности
работы. Особое значение имеет систематический учет состояния
кремниевых вентилей как основных элементов. Предстоит опре-
делить время наработки вентилей в зависимости от характера тя-
говой нагрузки, интенсивности отказов. Изучение надежности,
кроме регистрации отдельных отказов по элементам оборудования,
необходимо вести путем периодической проверки определенных,
выделенных для этих целей вентилей и элементов выпрямительной
установки по определенной программе. Такая систематическая
проверка в условиях эксплуатации относительно небольшого ко-
личества выбранных элементов дает возможность прогнозировать
о состоянии и работоспособности всего агрегата в целом. Програм-
ма испытаний, кроме систематических наблюдений в условиях эк-
сплуатации, будет включать и отдельные исследования указанных
вентилей в лабораторных условиях.
В условиях эксплуатации агрегаты приходится проверять глав-
ным образом из-за срабатывания защиты от пробоя вентилей. Про-
верка бывает также необходима при отключении установки из-за
короткого замыкания на вводах плюс и минус и вследствие пере-
крытий изоляции внутри шкафов. Все вентили и отдельные эле-
менты выпрямительной установки необходимо периодически осмат-
ривать с тщательной регистрацией отдельных отказов.
При проверке прежде всего производят внешний осмотр уста-
новки, затем устанавливают целостность вентилей, сопротивлений
и конденсаторов, состояние изоляции и устройств защиты, разме-
щенных в шкафах выпрямителей. Во время внешнего осмотра про-
веряют состояние контактов и изоляции между хвостовиками и кор-
пусами вентилей, отсутствие замыканий между охладителями, це-
лостность сопротивлений связи, шунтирующих сопротивлений и
конденсаторов, нет ли следов перекрытий в шкафах.
При срабатывании защиты от пробоя вентилей полупроводни-
ковый агрегат отключают и проверяют дефектную Фазу, которую
Рис. 50. Схема определения
пробитых вентилей при
пониженном напряжении
определяют по бленкерам. Причинами срабатывания защиты могу г
быть: пробои вентилей, возрастание обратных токов вентилей (сни
жение обратного сопротивления), ухудшение контактов в цепях
шунтирующих сопротивлений и контуров активное сопротив
ление — емкость RBCB, пробои конденсаторов Св. Следует отме
тить, что в некоторых случаях защита от пробоя вентилей можш
срабатывать несколько раз до полного их отказа, и поэтому иногда
не удается найти дефектный вентиль с
первого раза.
Проверка вентилей омметром не дает
объективной оценки их состояния, что
объясняется нелинейностью вольт-ам-
перной характеристики. Необходимо
вентили проверять номинальным обрат-
ным напряжением и измерять обратный
ток (см. рис. 13, а). Определить проби-
тые вентили можно с помощью посто-
янною напряжения ПО в от аккумуля-
торной батареи (по опыту Южно-Ураль-
ской дороги). Схема измерений пока-
зана на рис. 50. Проверяют поочередно
группы параллельно соединенных вен-
тилей, шунтирующие сопротивления при
этом отсоединяют. О целостности конден-
саторов судят по наличию напряжения на них. Если показания
вольтметра близки к нулю, то это указывает на пробой вентиля.
В тех случаях, когда показания вольтметра соответствуют 60—70 в
и менее, требуется тщательная проверка каждого вентиля
в группе.
О пробое вентиля, снижении его обратного сопротивления или
каких-либо нарушениях в цепях RBCB и шунтирующих сопротив-
лений Дш можно судить по распределению обратного напряжения.
Для этого фазу выпрямителя подсоединяют через ограничивающее
сопротивление /?д к высоковольтному трансформатору (см. рис. 46).
При испытаниях устанавливают на всей фазе максимальное напря-
жение 7 400 в; величину напряжения на вентилях измеряют электро-
статическим вольтметром, она должна соответствовать данным
табл. 22.
Таблица 22
Показатель Значение показателя при классе вентиля
5 8 1 10
Число последовательно со- единенных вентилей . . Амплитуда обратного нап- ряжения, в 36 206 24 310 23 322 20 370 18 410
106
Описанные в предыдущем разделе методы позволяют найти про-
битые вентили и вентили с пониженным обратным сопротивлением.
Чтобы установить, в какой степени уменьшилось обратное сопро-
тивление или проверить вновь установленный вентиль, надо изме-
рить обратный ток. Обратный ток характеризует сопротивление
вентиля в непроводящий период. Его средняя величина по ГОСТу
при номинальном обратном напряжении (500, 800 и 1 000 в соот-
ветственно для вентилей 5, 8 и 10-го классов) и температуре р-п
перехода 140° С не должна превышать 20 ма. По техническим ус-
ловиям в установках применены вентили с обратным током 10 ма.
Измерение обратного тока производится по схеме рис. 13, а. Ис-
пытуемый вентиль ИВ нагревают в термостате до ±140° С и прикла-
дывают к нему однополупериодное напряжение с амплитудой в
100 раз выше номера класса, т. е. 500 в для 5-го класса, 800 в для
8-го класса и т. д. Обратный ток измеряют миллиамперметром mA
со шкалой до 50 ма (у хороших диодов обратные токи могут быть
менее 0,5 ма, поэтому желательно иметь миллиамперметр со шкалой
на несколько пределов измерений). Обратное напряжение измеряют
подсоединенным к точкам А и О вольтметром V со шкалой до 300 в,
при этом показания его умножают на 3,14; таким образом при вен-
тилях 5, 8 и 10-го классов показания вольтметра должны быть соот-
ветственно равны 159, 254 и 318 в. Приборы (вольтметр и миллиам-
перметр) применяют магнитоэлектрические. Если подключить пла-
стины X — X и Y — Y осциллографа соответственно к точкам а,
b и О (см. рис. 13, а), то на экране осциллографа можно наблюдать
обратную ветвь вольтамперной характеристики вентиля.
ЛИТЕРАТУРА
1. Полупроводники в преобразовательной технике. Под редакцией
Кошлера С. и Кубата М. М.—Л., изд-во «Энергия», 1965.
2. Кузнецов О. А., С т и о п Я. И. Полупроводниковые выпрями-
тели. М.—Л., изд-во «Энергия», 1966.
3. Селектор Я. 3., Ситник Н. X. Применение кремниевых
вентилей в электротехнике. «Силовая полупроводниковая техника», труды
МПИЭИ, вып. II. М., 1964.
4. Булкин А. Д., П о р т п о й С. Е., Тучкевич В. М., Ч е л-
н о к о в В. Е. Конструкция и характеристики мощного кремниевого венти-
ля на токи 750 а. «Силовая полупроводниковая техника», труды МПИЭИ,
вып. II. М., 1964.
5. С и т н и к Н. X., Шурупов Г. II. Комбинированные силовые
полупроводниковые вентили. «Силовая полупроводниковая техника», тру-
ды МПИЭИ, вып. IV. М., 1965.
6. Вентили силовые полупроводниковые неуправляемые германиевые
и кремниевые, ГОСТ 10662—63. М., 1963.
7. Волле В. М., Грехов И. В., Крюкова II. Н., Тучке-
в и ч В. М., Челноков В. Е., III у м а и В. Б., Я к и в ч и к И. И. Си-
товые диффузионные кремниевые вентили с контролируемым лавипообразо-
ванном типа ВКДЛ. «Электричество», 1966, № 7.
8. Абдулаев А. А., П о г у д и н А. И. Полупроводниковые сило-
вые вентили на повышенных частотах. «Электротехника», 1966, № 4.
9. Алексашкин А. А., Быков Е. И., Земляная Е. А.,
Кротов Л. Б., КурцинаЗ. Т., Поселенов Л. Г., Сако-
sun А. А., 10 д и ц к и й С. Б. Новые полупроводниковые выпрямители
тля тяговых подстанций метрополитена. «Электричество», 1965, № 1.
10. Опыт применения кремниевых выпрямителей на электроподвижпом
юставе и в устройствах тягового энергоснабжения «Бюллетень техпико-
жоиомической информации», ЦИНТИ МПС, 1964, № 5 (79).
11. Тихменев Б. Н., Рубчинский 3. М. Лавинные кремине-
!ые вентили и возможность их применения на электроподвижпом составе.
«Электрическая и тепловозная тяга», 1965, № 11.
12. Голованов В. А., Басов Ю. А. «Параметры установок для
определения вольт-амперных характеристик полупроводниковых вентилей.
'Вестник Всесоюзного научно-исследовательского института железнодорож-
юго транспорта», 1964, № 7.
13. Сом ос И. Коммутация и опасные перенапряжения в цепях
: полупроводниковыми вентилями. «Бюллетень международной ассоциации
к.-д. конгрессов. Электрическая тяга на ж. д.», 1963, № 10.
14. Л а б а д и Ж. Л. Эволюция французских тяговых подстанций.
Бюллетень международной ассоциации ж.-д. конгрессов. Электрическая
гяга на ж. д.», 1963, № 10.
108
15. Economy traction substation. «Bulletin I. R. C. A. Electric Traction
on the Railways», 1963, № 3.
16. E ф p e м о в И. С., 3 а г а й н о в II. Л., Никольский!!. К.,
Ч и р в и н с к и й В. М. Термическое сопротивление кремниевых вентилей.
«Электричество», 1965, № 2.
17. Иванов В. И. Тепловые характеристики мощных полупроводни-
ковых вентилей. «Вестник Всесоюзного научно-исследовательского инсти-
тут железнодорожного транспорта», 1966, №6.
18. Иванов В. И. Тепловые испытания кремниевых вентилей. «Вест-
ник Всесоюзного научно-исследовательского института железнодорожного
транспорта», 1966, № 2.
19. И в а н о в В. И. Тепловые свойства силовых кремниевых вентилей.
«Вестник Всесоюзного научно-исследовательского института железнодорож-
ного транспорта», 1965, № 6.
20. Вейцман Л. 10., Г а в ч у к А. Н., Сергеев А. В.,
У заре В. Я. Исследование нагрузочных характеристик силовых кремппе
вых вентилей. «Электротехника», 1966, № 6.
21. Fritsch К., Rausch D. Gleichrichteranlagen fiir Bahnunter-
werke. A. E. G. Mitteilungen, 1961, №51, 11/12.
22. M и н о в Д. К., Голованов В. А. Мощные полупроводниковые
выпрямители и перспективы их применения в устройствах электрической
тяги. «Вопросы электрификации ж. д.». 1960.
23. С о г b u п D. В., Р о 11 е г N. L. «The characteristics and protection
of semiconductor rectifiers. Inst. Electr. Eng, 1960, A107, № 33.
24. Silicon rectifiers for electric railway. «Japanese Reilway Engineering»,
1960.
25. Characteristics and Protection of Semiconductor Rectifiers. «The
Engineer», Dec. 18, 1959.
26. Грехов И. В., Крылов Л. И., Л и и и й ч у к И. А., Т у ч-
к е в и ч В М., Ч е л н о к о в В. Е. и III у м а н В. Б . Мощные диффузион-
ные кремшк'вые вентили. «Электросвязь», 1963, № 11.
27. Б р а । о л ю б о в В. Б., С и т и и к Н. X. Характеристики силовых
вентилей in па BKJI-200. «Силовая полупроводниковая техника», труды
ВПИЭМ, в....... Ill, М., 1965.
28. Кремниевые управляемые вентили —тиристоры. Технический спра-
вочник. М.—Л., изд-во «Энергия», 1964.
29. Н о с о в Ю. Р. Полупроводниковые импульсные диоды. М., изд-во
«Советское радио», 1965.
30. Быков Е. И. «Силовые кремниевые выпрямители. М.—Л., изд-во
«Энергия», 1966.
31. Богословский А. С. Силовые полупроводниковые выпрями-
тели. М., Военное изд-во Мин. обороны СССР, 1965.
32. Соколов С. Д. Применение полупроводниковых выпрямителей
на тяговых подстанциях. Труды ЦНИИ МПС, вып. 250. Трансжелдориздат,
1963.
33. Фирсова Л. Д., Соколов С. Д. Передвижная тяговая под-
станция на кремниевых выпрямителях. «Электрическая и тепловозная тяга»,
1965, № 7.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
От авторов...................................................3
1'лава I. Параметры отечественных полупроводниковых вентилей
§ 1. Основные параметры вентилей................... 4
§ 2. Вентили сплавные и диффузионные................5
§ 3. Вентили с контролируемым лавинообразованием (ла-
винные вентили) 9
§ 4. Приборы с симметричной «лавинной» характеристикой
и комбинированные вентили ..................... 12
Глава II. Характеристики вентилей и методы испытаний
§ 1. Вольт-амперные характеристики................14
§ 2. Перегрузочные характеристики.................18
§ 3. Тепловые характеристики вентиля..............20
§ 4. Методы испытаний.............................27
Глава III. Схема выпрямления и выбор параметров выпрямителя
§ 1. Схема выпрямления звезда (треугольник)—две об-
ратные звезды с уравнительным реактором ... 30
§ 2. Трехфазная мостовая схема выпрямления.........32
§ 3. Внешняя характеристика........................35
§ 4. Ток короткого замыкания.......................36
§ 5. Перенапряжения................................38
§ 6. Выбор схемы выпрямления.......................40
§ 7. Выбор параметров полупроводникового выпрямителя 42
Глава IV. Конструкция полупроводниковых выпрямителей и систем
охлаждения
§ 1. Выпрямительные агрегаты с воздушным охлаждением
вентилей...................................51
§ 2. Выпрямительная установка УВКЭ............65
§ 3. Выпрямительные агрегаты с масляным охлаждением
вентилей...................................66
Глава V. Управление и защита
§ 1. Управление агрегатом с полупроводниковым выпря-
мителем .............................................74
§ 2. Защита от токов короткого замыкания............82
§ 3. Защита от перенапряжений.......................85
§ 4. Защита при пробое вентилей.....................87
§ 5. Тепловая защита и защита от неисправности вен-
тиляции .............................................90
ПО
Глава VI. Наладка и пуск выпрямителя
§ 1. Наружный осмотр и проверка изоляции фаз ... 93
§ 2, Проверка распределения юка между вентилями ... 91
§ 3. Измерение распределения обратного напряжения
между Поспеловагельно сое пшенными вентилями 96
§ I. Наладка зашиты oi пробоя вентилей..............98
§ 5. Проверка охлаждения фа' выпрямителя.............100
§6. Проверка зашит и блокировок выпрямительного
arpeiaia...................................... 101
§ Т. Включение агрегат па холостой ход и контактную
ее: в...........................................103
§ 8. Проверка выпрями н ля во время эксплуатации . . 105
Литература . . ........ .............................108
Сергей Дмитриевич Соколов
Лариса Дмитриевна Фирсова
Вячеслав Николаевич Руднев
| Рафаил Наумович Кишиневский |
ПОЛУПРОВОДНИКОВЫЕ ВЫПРЯМИТЕЛИ
ТЯГОВЫХ ПОДСТАНЦИЙ
Обложка художника А. М. Азерского
Редактор Э. А. Кучко
Технический редактор Л. В. Воробьева
Корректор Р. А. Стоналова
Сдано п набор 2/XI 1967 г. Подп. к псч. 3/VII 19о8 г
Формат бумаги 60X90V1** Печ. лисюв 7.
Бум. листов 3.5. Уч.-пзд. л. 6,89. Т08980. Тираж 7000
Ичд. № 1-3-1/5 № 1317. Зак. тип. 1776. Бумага тип. Хе I
Цена 37 кои.
Изд-ао «ТРАНСПОРТ». Москва, Басманный ijn.. ба
Московская типография Кз 4 Гланполиграф пр ома
Комитета по печати при Совете Министров СССР
Б. Переяславская, 46