3.2 Расчет параметров и выбор элементов схемы

3.2.1. Силовой трансформатор выбирается по типовой мощности S_T? Зависящей от характера нагрузки на преобразователь и схемы соединения блока вентилей; по напряжению вторичной обмотки (U₂), обеспечивающему требуемое по заданию значение напряжения на нагрузке (U_Н); по напряжению первичной обмотки (U₁), определяющемуся напряжением питающей сети.

Типовая мощность трансформатора

где S₁=m₁U₁I₁ ; S₂=m₂U₂I₂

m – число фаз; U – действующее напряжение; I – действующий ток первичной и вторичной обмоток трансформатора соответственно.

Значения , зависят от схемы соединения блока вентилей и при различном характере нагрузки могут быть определены по известным соотношениям к мощности передаваемой в нагрузку (P_Н) /9, с.367; 10, с.243; 11, с.41; 12, с.290-302,331-337;13 табл.3/.

Напряжение вторичной обмотки трансформатора (U₂) определяется по значению выпрямленного напряжения в нагрузке с учетом коэффициента схемы (К_СХ) /1, 2, 6, 8, 10, 11, 12, 13/.

Технические характеристики трансформаторов приведены в /6; 4, с.125-145; 17/.

3.2.2 Вентили силового блока выбирают по максимальному значению среднего за период тока (I_Н) длительно протекающего через вентиль; максимально допустимому обратному напряжению, прикладываемому к вентилю в установившимся режиме (U_Р) для неуправляемых диодов, а также с учётом критической скорости нарастания : анодного тока (dI/dt) и анодного напряжения (dU/dt) для тиристоров. Паспортные значения параметров приведены в /1, с.23,35; 6, с.121; 8, с.72; 13, с.6, табл. 1; 20/.

Предварительный выбор типа вентиля выполняется по прямому току, величина которого определяется известными соотношениями к току нагрузки, либо в зависимости от коэффициента, зависящего от типа схемы соединения блока вентилей (нулевая, мостовая и т.д.) и характера нагрузки (активная, индуктивная и т.п.) выбираемого по таблицам /8, с.76; 13, с.9, 7, 9-12/.

Методика выбора нагрузок на вентиль изложена в /1, с.20; 13, с.26;14; 15/

Допустимая токовая нагрузка на выбранный вентиль определяется температурой нагрева полупроводниковой структуры (θ).

В различных режимах работы максимально допустимые расчетные значения температуры монокристаллических структур вентилей составляют:

• Номинальная θн = 140⁰С;

• Периодически допустимая при кратковременных (t1 сек) технологических перегрузках θ^|_н = 160⁰С;

• Аварийная (t0,02 сек) с последующим приложением нормальной нагрузки θ₁ = 175⁰С;

• Аварийная (t0,01 сек) при отсутствии обратного напряжения на вентиле θ₂ = 190⁰С.

Температура перегрева структуры (Δθ) относительно температуры окружающей среды (θ_С) определяется мощностью электрических потерь(ΔР) и тепловым сопротивлением(R).

С учётом выше изложенного, допустимый ток нагрузки на вентиль в установившемся режиме работы равен:

,

где ,

R=R_В+R_В0+R₀

Установившиеся тепловые сопротивления R_В – вентиля; R_В0 – контакта вентиль – охладитель, R₀ – охладителя принимаются по каталожным данным /1, с. 23,35;13, табл. 1, с. 16; 6 и др./.

Усредненное динамическое сопротивление вентиля – R_Д и его пороговое напряжение включения – U₀ определяются по каталогам завода изготовителя /13, табл. 1/ и др., либо как

R_Д=ctg δ,

где δ – угол между осью абсцисс вольт - амперной характеристики(ВАХ) и прямой, проведенной через точки 1,57In и 4,57In, а U₀ по точке пересечения этой прямой с осью абсцисс ВАХ.

К_Ф – коэффициент формы тока, протекающего через вентиль при активной нагрузке принимается по справочным данным для определенной схемы соединения вентилей и характера нагрузки /8, с. 76; 13, табл. 3; 7, с. 9-12/ или находится расчетным путем /13, с. 24/.

В случае индуктивной нагрузки (L_Н=∞) в формуле расчёта [I_В] вместо К_Ф используется коэффициент скважности

,

где Т – длительность периода тока, протекающего через вентиль, сек; ω – частота следования импульсов тока вентиля, рад/сек; λ – длительность импульса тока вентиля, эл.град.

Значение К_С можно определить по каталожным данным или по формуле .

При произвольной форме тока через вентиль( импульсная нагрузка , аварийный режим и т.д.) допустимая нагрузка на вентиль рассчитывается по мощности потерь, которые определяются методом наложения /1;13, с. 25-27;14;15/ с учетом допустимых температур нагрева в этих режимах( θ_Н ,θ_{1 ,}θ₂), и переходных значений теплового сопротивления /13, с. 9-15/.

В случае превышения расчетного допустимого значения тока вентиля по сравнению с его паспортным значением в каком-либо из режимов работы вентиля необходимо выбрать другой тип или выполнить параллельное соединение нескольких вентилей в каждом плече фазы преобразователя.

Выбор допустимого обратного напряжения (класс вентиля) выполняется максимальному обратному напряжению, действующему на вентиль в установившимся режиме с учётом всех причин возможного его повышения (холостой ход преобразователя, повышение напряжения сети и т.д.). Рассчитанное значение не должно превышать каталожного параметра рабочего напряжения.

Если в схеме возникают периодические коммутационные или аварийного характера перенапряжения, они не должны превышать максимально допустимое повторяющееся напряжение вентиля (Un).

Предельный однократный импульс напряжения должен быть меньше максимально допустимого неповторяющегося обратного напряжения U_Нn.

Максимальное обратное напряжение( U_об.max) ориентировочно может быть найдено по соотношению к среднему выпрямленному напряжению с учетом коэффициента, принятого по таблицам для данной схемы выпрямителя и нагрузки /8, с. 86;11, с. 16, 41, 13, табл. 3 и др./ и увеличении его на колебания напряжения сети, приведенные в техническом задании.

Уточненное значение

U_об.max=K_XX U_2m,

где U_2m – амплитуда напряжения вторичной обмотки трансформатора;

,

α_Н – номинальный угол регулирования управляемого преобразователя (α_Н=0 для неуправляемого) - номинальное напряжение нагрузки, принятое по заданию на проектирование; - напряжение КЗ трансформатора; - суммарное падение напряжения во всех элементах выпрямителя (ошиповка, дроссели и т.д.), % - колебания напряжения питающей сети, - паспортное значение падения напряжения на вентиле.

Коэффициенты в и А внешней характеристики выпрямителя зависят от схемы соединения вентилей и принимаются по таблицам /8, с. 76; 13, табл.3 и др./ или определяются расчетным путем /8, с. 83 и др./.

Принцип выбора нагрузок по обратному напряжению в аварийных режимах и для лавинных вентилей излагается в /1, с. 22/.

Допустимые нагрузки по току и обратному напряжению управляемых вентилей выбираются аналогично. Особенности расчета основных параметров тиристоров и порядок выбора изложен в /1, с. 34/.

Если обратное напряжение в схеме превышает U_Р вентиля наибольшего класса, применяют последовательное включение нескольких вентилей.

3.2.3. Последовательное включение допускается только для вентилей одного класса с применением шунтирующих резисторов для равномерного распределения обратного напряжения в стационарных режимах и ёмкостей или встречно – параллельно включенных лавинных диодов в моменты коммутации для тиристоров. Расчёт параметров этих элементов изложен в /2, с. 16; 8, с. 98; 13, с. 33/.

Количество последовательно соединенных вентилей (n)

,

где U_об.max; U_P – величины, принятые в п. 3.2.2;

Величина шунтирующего резистора R_Ш выбирается по типу вентиля в зависимости от его класса по каталожным данным /13, табл. 5/ или определяется расчетным путем /2, с. 17; 8, с 99; 13, с. 33/.

где n; U_обр.max ;U_P – величины, принятые выше; - разность наибольшего и наименьшего токов утечки соединённых вентилей. Если определить затруднительно, то вместо него используют _max.

Для тиристоров используется в расчетах наибольшее из значений токов утечки прямой или обратной ветви ВАХ. Мощность, рассеиваемая на R_Ш

где U_Д и U_m – действующее и амплитудное значение напряжения на резисторе, К_Д – коэффициент пропорциональности между U_Д и U_m принимается равным 1/1,57 – для трехфазных; 1/2 для однофазных двух полупериодных; для всех тиристорных схем преобразователей.

Для равномерного распределения обратного напряжения вентилей и прямого тиристоров параллельно им включается шунтирующий конденсатор – С_Ш с последовательным соединением резистора – R_Ш ограничивающего зарядный ток /2, с. 16/.

Величина С_Ш=(0,1-4) мкФ, а R_Ш=(5-50) Ом в зависимости от типа, класса и номинального тока вентиля. Значения С_Ш принимаются по каталожным данным завода изготовителя вентилей /13, табл. 7/или расчетным путём /8, с 99/.

3.2.4. Параллельное включение вентилей требует выравнивания токов по параллельным ветвям. В стационарных режимах, с этой целью, достаточно подобрать вентили:

• По величине прямого падения напряжения – ΔU с точностью до ±0,01 В;

• По величине теплового сопротивления – R c точностью. ±0.02 Град/Вт;

• Снизить расчетную нагрузку по току в соответствии с величиной коэффициента

,

где - количество параллельно соединенных вентилей. Параллельные вентили устанавливаются на общий радиатор.

Перечисленные ограничения достаточны для неуправляемых вентилей с малым диапазоном изменения тока нагрузки.

Во всех остальных случаях, а тем более в управляемых выпрямителях, необходимо, наряду с соблюдением первых двух ограничений, применять принудительное распределение тока по параллельным ветвям.

С этой целью последовательно с вентилями при двух параллельных ветвях используются ферромагнитные делители, при большем количестве параллельных ветвей – двухобмоточные реакторы с различным способом соединения обмоток, либо короткозамкнутой цепью /8, с. 96; 13, с 32/.

Требуемая индуктивность делителя зависит от разброса параметров ВАХ вентиля, схемы выполнения преобразователя, схемы соединения обмоток делителя и других факторов. Её численное значение в каждом конкретном случае определяется расчетным путем /8, с. 97-98/.

Необходимая величина сечения магнитопровода индуктивного делителя может быть найдена по формуле /13, с. 32/.

3.2.5. Способ охлаждения вентилей определяет допустимую нагрузку по току прибора. Преимущественно применяется воздушное естественное или принудительное охлаждение с установкой вентилей на пластинчатые типа МП50 и МП100 либо ребристые типа М-4Л, М-6Л, М-10Л радиаторы и др.

Обычно, для вентилей с током до 50 А применяют естественное, а для остальных принудительное охлаждение.

Тип охлаждения рекомендуется заводом – изготовителем и может быть выбран по каталожным данным, например /13, табл. 2/.

Эффективность охлаждения зависит от способа установки радиатора /13, с. 17-18/. При горизонтальном расположении ребер радиатора одиночного вентиля нагрузка должна быть снижена на K_i=0,8, при групповом вертикальном расположении трех радиаторов; для нижнего вентиля K_i=1; среднего K_i=0,85; верхнего K_i=0,55.

Расчёт температуры нагрева вентиля с охладителями различного типа в случае принудительной вентиляции выполняется с учётом теплового сопротивления охладителя – R₀(п. 3.2.2), зависимость которого от скорости охлаждающего воздуха приведена в каталожных данных /13, с. 16-17/.

Параметры и технические характеристики охладителей отечественного производства приводятся в справочной литературе /8, с. 111-115; 13, с. 15-18/ и др.

3.2.6.Расчет параметров аппаратов защиты от аварийных токов в различных режимах: внутренние и внешние КЗ; опрокидывание инвертора; появление чрезмерных уравнительных токов в реверсивных преобразователях с совместным управлением, отпирание тиристоров в неработающей группе преобразователя с раздельным управлением изложен в /1, с. 265; 2, с 100; 8, с. 104/.

Величина аварийного тока зависит от момента и места возникновения аварии, режима работы выпрямителя и определяется для наиболее тяжелых условий. Поэтому в управляемых преобразователях все расчёты ведутся для угла регулирования равного нулю (α=0),

Наиболее тяжёлые режимы /1, с. 279,287; 2, с 102, 104/ соответствуют:

• Пробою вентиля в момент начала коммутации на холостом ходу выпрямителя при внутренних КЗ;

• Включению выпрямителя на глухое КЗ в нагрузке в момент прохождения фазного напряжения через ноль при внешних КЗ.

Максимальный ток поврежденного вентиля при внутреннем КЗ больше чем при внешнем и превышает двойную амплитуду установившегося тока КЗ а контуре – I_Km

Характер изменения аварийного тока на интервале проводимости вентиля обычно определяется аналитическим способом – методом «приписывания» /1, с. 267-297; 2, с 36, 102/ или по кривым изменения мгновенных значений тока в зависимости от отношения активного – r_a и индуктивного – x_a сопротивлений в аварийном контуре:

Функциональные зависимости мгновенных значений аварийных токов в относительных единицах для различных режимов приведены в /1, с. 270-295; 8, с 106/ и др.

3.2.6.1. Методика расчёта аварийных режимов изложена в литературе для различных режимов:

• КЗ на шинах выпрямленного тока /1, с. 308; 8, с 105/,

• Внешнее КЗ за сглаживающим реактором /1, с. 309; 8, с 105/,

• Внутреннее КЗ при пробое вентиля /2, с. 309; 8, с 106/;

• Однофазное опрокидывание инвертора /8, с 106/;

• Двухфазное опрокидывание инвертора /8, с 107/;

Примеры расчёта содержатся в /1, с. 310-313; 13, с 38/.

Порядок расчёта предполагает определение параметров контура аварийного режима, которые складываются из активных и реактивных элементов, находящихся в схеме замещения аварийного контура /2, с. 31; 8, с 105/.

Активное и реактивное сопротивления анодных токоограничивающих реакторов при бестрансформаторной схеме питания преобразователя находятся по каталожным данным.

Активное сопротивление сетевого двухобмоточного трансформатора, приведённое ко вторичной обмотке – r_2К.Т определяется /1, с. 307; 8, с 105/ как

где S_H – номинальная мощность трансформатора, кВА; U_2Ф; U_2Л – фазное и линейное напряжение вторичной обмотки трансформатора, В; Р_К – активная мощность потерь КЗ в обмотках, кВт; I_2Ф – фазный ток вторичной обмотки трансформатора, А.

Индуктивное сопротивление X_2K.Т /1, с. 3072; 8, с 105/ равно

где полное сопротивление ,Ом

напряжение короткого замыкания трансформатора – U_K%

если преобразователь содержит две мостовые схемы и трехобмоточный трансформатор, то его параметры определяются по потерям частичного КЗ /8, с 105/.

При мощности преобразователя до 500 кВт реактивное и активное сопротивление питающей сети в схеме замещения аварийного режима не учитывается.

Активное сопротивление сглаживающих и токоограничивающих реакторов приводится в их паспорте.

Индуктивность якоря электрической машины постоянного тока определяется формулой /1, с. 308/.

,

где I_H, U_H – номинальный ток и напряжение электрической машины;

Р – число пар полюсов; ω_Я – угловая частота вала машины; С - коэффициент, характеризующий магнитное сопротивление якоря, принимается С=0,1 – для компенсированных тихоходных электродвигателей; С=0,2 – для компенсированных генераторов; С=0,6 – для некомпенсированных генераторов и двигателей

Активное сопротивление якоря, обмотки возбуждения и её индуктивное сопротивление приводится в каталогах /19/.

Полученные параметры сопротивлений позволяют определить амплитуду базового тока аварийного контура

,

где U_2Ф – действующее значение фазного напряжения вторичной обмотки трансформатора.

Мгновенное значение тока в относительных единицах(I^*) в различные моменты времени аварийного режима находятся по кривым /1, с. 271, 289, 292/ для диодов и /1, с. 276, 295; 8, с 106/ для тиристоров в зависимости от соотношения R_a/X_a для внутреннего и внешнего глухого КЗ или рассчитывается аналитически по формулам, соответствующим;

• Внешнему КЗ за сглаживающим реактором /1, с. 309; 8, с 105/,

• Однофазному опрокидыванию инвертора /8, с 106/;

• Двухфазному опрокидыванию инвертора /8, с 107/;

Значение аварийного тока в амперах (I_К) для различных моментов времени определяется зависимостью;

I_K=I_Km I^*,

и служат для построения кривой нарастания тока от нуля до его максимального значения /1, с. 312/.

Ударный ток (I_уд), необходимый для проверки аппаратуры и токоведущих шин на динамическую стойкость или для оценки возможности выхода из строя вентилей, в случае превышения им амплитуды допустимого или вентилей полусинусоидального тока длительностью 10 мс, определяется построенной кривой или находится по кривым его изменения в зависимости от ctg φ_К разновидности аварийного режима и схемы соединения блока вентилей /81, с. 105, 106/. Предельные значения допустимого полусинусоидального тока тиристоров находят по справочным данным /8, с. 104/.

Тепловое воздействие аварийного тока на вентили оценивается по интегралу предельной нагрузки I²t, рассчитанное значение которого не должно превышать паспортное значение теплового эквивалента вентиля ().

Интеграл предельной нагрузки на вентиль в относительных единицах (А) определяется по графическим зависимостям, приведенным для конкретных значений X_a/R_a в соответствии с характером аварийного режима, схемой соединения вентилей неуправляемого или тиристорного преобразователя /1, с. 373, 277, 290, 293, 296; 8, с 105, 106/. Абсолютные значения теплового воздействия /1, с. 309; 8, с 105/.

3.2.6.2. Расчёт параметров защиты от внутренних КЗ сводится к определению значений технических характеристик, по которым выбираются типы предохранителей либо контактной аппаратуры защиты. Величины параметров для выбора предохранителей зависят от места их установки в преобразователе (на первичной стороне трансформатора, в плечах моста, фазах вторичной обмотки и т.д.) /1, с. 320;8, с. 109; 13, с. 35/. Исходными данными для выбора предохранителя являются: номинальный ток и номинальное напряжение плавкой вставки; предельное значение отключаемого тока при определённом напряжении.

Плавкие предохранители выбираются исходя из действующего значения первой полуволны тока внутреннего КЗ (), числа параллельно включенных в плече вентилей (n), коэффициента неравномерной загрузки вентилей (К), допустимого для вентилей значения и напряжения со стороны переменного тока.

Методики расчёта параметров предохранителей представлены в /1, с. 321, 356; 2, с 104; 8, с. 108; 13, с. 35/.

Номинальный ток предохранителя в цепи переменного тока составляет ; установленного последовательно с вентилем - , но всегда он должен быть не меньше действующего значения максимального тока нагрузки через вентиль с учётом допустимых перегрузок преобразователя /8, с 108/.

Наибольший номинальный ток предохранителя, в общем случае, определяют по условию защиты вентилей:

где - значение интеграла отключения предохранителя, найденного по его графической зависимости в функции эффективного значения тока КЗ (I_{К действ}) и представленной в информационных материалах завода -изготовителя.

Действующее значение тока внутреннего КЗ определяется по его ударному току (I_У), рассчитанному в п. 3.2.6.1.

коэффициент неравномерности принимается равным К=1,05-1,2; n – количество параллельных ветвей в плече одной фазы по п. 3.2.4. ; находиться по паспортным данным вентиля.

По при данном токе определяют наибольший номинальный ток плавкой вставки.

Выбранный предохранитель должен отвечать условиям селективности, изложенным в /1, с. 332; 8, с 108/.

Сведения о технических данных отечественных предохранителей можно получить в /1, с. 323; 6, с 140; 4, с. 174-176/, рекомендации по применению их в преобразователях различного типа в/1, с. 322; 8, с 105-107/

Применяемые в качестве защитных аппаратов при внешних КЗ предохранители на стороне постоянного тока /1, с. 320/ выбираются аналогично предохранителям в параллельных ветвях с учетом селективности /1, с. 322,354/, а а автоматические выключатели по времени отключения, току ограничения, Джоулеву интегралу (W_a) и предельному значению отключаемого тока при конкретном напряжении /1, с. 325, 358/.

Места установки защитных аппаратов в неуправляемых, нереверсивных и двухкомплектных реверсивных преобразователях приводятся в /1, с. 327/, а рекомендуемые типы автоматических выключателей в /8, с 107-108/.

В преобразователях малой и средней мощности(I_Н=50-1000 А; U_Н=230; 460 В) применяются автоматические выключатели серии А 3700 с собственным временем срабатывания 12-14 мс, при токах 800 и 1000 А устанавливают их по два параллельно.

В преобразователях с током 1000 А и U_Н=460 В применяют ВАТ-46 на ток 1250 А с собственным временем срабатывания 0,003-0,14 с.

Для защиты вентилей автоматическими выключателями должно соблюдаться соотношение

,

где W_a – интеграл полного отключения автоматического выключателя /1, с. 325/, принимается по паспортным данным; n – число параллельных ветвей; - максимально допустимое значение Джоулева интеграла для вентиля.

По условиям селективности с плавкими предохранителями /1, с. 327; 8, с. 108/ должно выполняться условие:

W_a<n²W_пл,

где W_пл – интеграл плавления вставки предохранителя по его паспортным данным.

Сведения о технических характеристиках автоматических выключателей можно получить в /1, с. 328-334; 4, с 157-173; 6, с. 144; 17, с. 182-195/.

В сочетании с контактной аппаратурой применяется бесконтактные методы («сеточной») защиты тремя способами:

• Снятием управляющих импульсов тиристоров (естественная коммутация);

• Переводом выпрямителя в инверторный режим;

• Принудительное прерывание аварийного тока ( искусственная коммутация).

Принцип построения таких защит, расчёт аварийных токов и элементов схемы принудительной коммутации тиристоров изложен в /1, с. 334-344/.

3.2.6.4. Согласование характеристик завершает проектирование системы защит от аварийных токов.

Согласованию подлежат перегрузочные характеристики вентилей; характеристики защитных устройств и эксплуатационные графики нагрузки с учётом возможных технологических перегрузок, принятых по техническому заданию.

Методика согласования изложена в /21, с. 354-356; 8, с 108/.

Предварительно выбранные аппараты защиты могут не обеспечить полную защищенность полупроводниковых преобразователей, что потребует других проектных решений.

3.2.6.5. Выбор аппаратов защиты и корректировка параметров силовой схемы с учётом возможностей защиты и перегрузочной способности приборов осуществляется в случае невыполнения условий защищенности вентилей, перечисленных в п.п. 3.2.6.2.;3.2.6.3.

Методика выбора плавких предохранителей, автоматических выключателей и расчёт защищенности при блокировании или сдвиге управляющих сигналов для этих целей приведена в /1, с. 356-360/.

Корректировка схемы при невыполнении условия защищенности предохранителями заключается в следующем:

• В снижении W_откл за счёт введения токоограничивающих реакторов в цепь переменного тока с целью увеличения Х_а и уменьшения I_КЗ;

• В увеличении I²_В t посредством выбора выбора более мощного вентиля или увеличения числа параллельных вентилей (n).

Невыполнение условия защищенности автоматическими выключателями устраняется снижением скорости нарастания аварийного тока или применением автоматического выключателя с большим быстродействием и токоограничением.

Корректировка силовой схемы преобразователя с сеточной защитой выполняется выбором более мощных тиристоров или снижением базового тока за счет введения дополнительного индуктивного сопротивления в аварийную цепь.

Величина индуктивности, вводимая в анодную цепь, определяется аналитическим выражениям /1, с. 366/.

3.2.7 Расчет элементов схемы защит от перенапряжений представлен в /1, с. 366-377; 2, с. 108; 13, с. 36/.

Наиболее типичными видами перенапряжений являются: коммутационные периодические при запирании вентиля, перенапряжения при разрыве цепи выпрямленного тока и при включении и выключении ненагруженного трансформатора.

Подробные сведения о видах перенапряжений и их воздействии на вентили изложены в /1, с. 360-366; 2, с. 106; 8, с. 110/.

Способы защит и схемы подключения защитных элементов приведены в /1, с. 367, 378/.

Основные средства защиты от коммутационных перенапряжений – R-C цепи, включённые параллельно вентилям. Величины их параметров ориентировочно можно определить аналогично п. 3.2.3.или по формулам /2, с. 108; 18, с. 133/:

;,

где U_K – напряжение КЗ трансформатора в относительных единицах; I_пр.m – максимальное значение тока, протекающего через вентиль в прямом направлении; U_обр.m I_обр.m – максимальные значения обратного напряжения и тока вентиля; ω – угловая частота питающей сети.

Перенапряжения, создаваемые отключением ненагруженного трансформатора , снижают конденсатором , последовательно соединенным с резистором на выходе вспомогательного трехфазного маломощного выпрямителя, подключенного ко вторичной стороне силового трансформатора, либо другие способы /1, с. 367,380; 18/.

Перенапряжения при разрыве цепи постоянного тока ограничивают узлами свободного сброса на тиристорах, либо шунтирующими нагрузку вентилями неуправляемых или нереверсивных преобразователях.

Методика определения параметров защитных элементов приведена в /1, с. 364-384/.

3.2.8. Расчет параметров токоограничивающих, сглаживающих и уравнительных реакторов.

Сглаживающие индуктивные сопротивления вводятся в цепь нагрузки при необходимости:

• Уменьшения коэффициента пульсаций q, если схема преобразователь не обеспечивает заданного значения;

• Уменьшения скорости нарастания аварийного тока в случае низкого быстродействия автомата защиты.

Индуктивность сглаживающего реактора определяется как разность индуктивного сопротивления, обеспечивающего заданный q и индуктивного сопротивления нагрузки.

Индуктивность, обеспечивающая заданный q, рассчитывается для неуправляемых преобразователей по формуле /2, с. 132/

где R_Нmax – максимальное сопротивление нагрузки, определяемое по условиям минимального тока нагрузки (в большинстве случаев ориентировочно может быть принято как отношение выпрямленного напряжения и выпрямленного тока преобразователя), ω₁ – частота основной гармоники пульсаций; S_С – коэффициент сглаживания фильтра, определяется соотношением S_С=q_B/q .q_B – коэффициент пульсаций напряжения не выходе блока вентилей (принимается по таблицам); q – коэффициент пульсаций напряжения в нагрузке (принимается по техническому заданию).

Токоограничивающие реакторы на стороне переменного тока вводятся в схему в случае отсутствия трансформатора и служат для ограничения аварийного тока до величины безопасной для установки за время срабатывания аппаратов защиты; либо до значения, обеспечивающего ограничение сетевых перенапряжений.

Индуктивность фазного реактора определяется выражением /1, с. 366/:

где U_C – действующее значение напряжения сети, В; I_С - действующее значение тока, потребляемого преобразователем от сети, А; ω_С – угловая частота переменного напряжения питающей сети, рад/с.

Анодные реакторы выполняются воздушными. Их индуктивные сопротивления –X_р% выбирается обычно (4-6)% /8, с. 123/ от индуктивного сопротивления силового трансформатора.

Индуктивность сглаживающего дросселя L_ДР управляемых преобразователей рассчитывается в зависимости от схемы включения блока вентилей, величины угла регулирования с учётом основной гармонической составляющей выпрямленного напряжения. последняя величина определяется графически зависимостями /8, с. 131/.

Индуктивность сглаживающего реактора

,

где L_Я – индуктивность якорной цепи /см. п. 3.2.6.1/ или /8, с. 130/; L_α – определяется по расчетной формуле /8, с. 132/.

Индуктивность реактора для ограничения тока через вентиль при КЗ на стороне выпрямленного напряжения

,

где I_ДОП – максимально допустимый в течении одного полупериода ток вентилей, А; – ток нагрузки в момент КЗ, А; ω_С – круговая частота сети, С^-1; Х_а – индуктивное сопротивление фазы трансформатора (или суммарное анодной цепи); U_2Л – линейное напряжение.

Индуктивное сопротивление, ограничивающее зону прерывистых токов с целью получения гранично – непрерывного режима управляемого преобразователя рассчитывается по формулам и графическим зависимостям, приведенным в /8, с. 130/.

Значение индуктивности дросселя, включаемого в цепь нагрузки принимаются наибольшим из рассчитанных выше по различным условиям.

Индуктивность реакторов, ограничивающих уравнительные токи реверсивного преобразователя с совместным управлением, определяется формулой:

; Гн,

где - действующее значение уравнительного тока (обычно оно не превышает 10% номинального тока преобразователя), - амплитуда напряжения фазного или линейного напряжения в зависимости от схемы преобразователя (рекомендации в /8, с. 133/) ; - коэффициент действующего значения уравнительного тока( принимается по графическим зависимостям в /8, с. 133/ от угла α .

Методика расчёта уравнительных токов для различных законов согласования углов регулирования вентильных групп изложена в /1, с. 169-176/.

Технические характеристики анодных, сглаживающих и уравнительных реакторов приведены в /4, с. 51-52,65-69,145-154;17, с. 50-55/.