Критерии выбора силовых полупроводниковых приборов и пути обеспечения их работоспособности в мощных преобразователях как элементах энергосистем

Козлова, Мария Анатольевна

Электростанции и электроэнергетические системы

автореферат диссертации по энергетике, 05.14.02, диссертация на тему:Критерии выбора силовых полупроводниковых приборов и пути обеспечения их работоспособности в мощных преобразователях как элементах энергосистем

кандидата технических наук: Козлова, Мария Анатольевна
город: Санкт-Петербург
год: 2006
специальность ВАК РФ: 05.14.02

Диссертация по энергетике на тему «Критерии выбора силовых полупроводниковых приборов и пути обеспечения их работоспособности в мощных преобразователях как элементах энергосистем»

Автореферат диссертации по теме "Критерии выбора силовых полупроводниковых приборов и пути обеспечения их работоспособности в мощных преобразователях как элементах энергосистем"

На правах рукописи

КОЗЛОВА МАРИЯ АНАТОЛЬЕВНА

КРИТЕРИИ ВЫБОРА СИЛОВЫХ ПОЛУПРОВОДНИКОВЫХ ПРИБОРОВ И ПУТИ ОБЕСПЕЧЕНИЯ ИХ РАБОТОСПОСОБНОСТИ В МОЩНЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯХ КАК ЭЛЕМЕНТАХ ЭНЕРГОСИСТЕМ

Специальность 05.14.02 — Электростанции и электроэнергетические системы

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Санкт-Петербург - 2006

Работа выполнена в Научно-исследовательском институте по передаче электроэнергии постоянным током высокого напряжения (ОАО НИИПТ).

Научный руководитель - кандидат технических наук, доцент

Гуревич М.К.

Официальные оппоненты - доктор технических наук, профессор

Смоловик С.В.

доктор технических наук, доцент Костина Л.С.

Ведущая организация - ОАО «СИЛОВЫЕ МАШИНЫ» Филиал «Электросила»

Защита состоится «2) 2006 г. в \0 часов на заседании диссертационного совета

К512.003.01 при ОАО НИИПТ по адресу: г. Санкт-Петербург, ул. Константинова, д.1, ком.32.

Отзывы в двух экземплярах, заверенные печатью, просьба направлять по адресу: 194223, Санкт-Петербург, ул. Курчатова, д.1, ОАО НИИПТ.

С диссертацией можно ознакомиться в технической библиотеке ОАО НИИПТ. Автореферат разослан « »РвЯрЯ 2006 г. Ученый секретарь

диссертационного совета К512.003.01, кандидат технических наук

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы.

Потребление электроэнергии в промышленно развитых странах с каждым годом неуклонно растет, что требует создания более совершенных технологий в области ее передачи и распределения. В последнее время повышенное внимание уделяется проблемам пропускной способности межсистемных и системообразующих линий электропередачи (ЛЭП), распределения потоков мощности по параллельным ЛЭП различного класса напряжения, управляемости энергосистем. С одной стороны это обусловлено децентрализацией управления ряда энергообъединений, требующей повышения гибкости их работы, с другой - появлением нового класса регулирующих устройств, в основном базирующихся на применении силовой электроники, в том числе - на полностью управляемых силовых полупроводниковых приборах (СПП). Эти приборы позволили создавать быстродействующие, многофункциональные преобразователи электроэнергии с эффективным управлением. С учетом новых возможностей, начиная с 80-х годов, стала разрабатываться концепция гибких (управляемых) систем электропередач переменного тока — Flexible AC Transmission System (FACTS). Сущность этой концепции состоит в том, что большие успехи, достигнутые в области силовой электроники, позволяют внедрять разрабатываемые на ее основе устройства в сети переменного тока с целью повышения их управляемости, стабилизации напряжений, демпфирования низкочастотных колебаний, повышения статической и динамической устойчивости, оптимизации по-токораспределения, а в итоге — повышения пропускной способности сети и снижения потерь. Во всех случаях выбор типа и параметров СПП играет решающую роль в создании преобразовательных установок (ПУ), определяет их эффективность, функциональные возможности и стоимость. Этот выбор базируется на комплексном анализе основных воздействий на СПП в ПУ: величины тока и напряжения, частоты коммутации, длительности и формы импульса тока, условий охлаждения и др. При этом оценка теплового режима является одним из основных критериев выбора, и, соответственно, поиск простых и эффективных способов охлаждения СПП в ПУ актуален, особенно для ПУ, которые вынуждены работать в специфических условиях, например, на открытых площадках подстанций.

В настоящее время известен ряд алгоритмов управления вентилями преобразователей - широтно-импульсное регулирование (ШИР), широтно-импульсная модуляция (ШИМ) и их модификации. Главная цель применения алгоритмов - улучшение гармонического состава выходного напряжения преобразователя. Чем выше частота ШИМ, тем лучше гармонический состав, однако увеличение частоты переключения СПП влечет за собой рост мощности потерь, поэтому поиск способов управления СПП, оптимизирующих как потери, так и вид выходного напряжения, важен для конструирования ПУ в целом.

Цель работы и основные направления исследований.

Целью диссертационной работы является разработка рекомендаций по выбору полностью управляемых СПП для мощных преобразователей на основе анализа технических характеристик СПП, допустимых тепловых режимов работы СПП и допустимых нагрузок по току и напряжению, а также определение возможных путей обеспечения высокой работоспособности СПП и преобразователей на их основе.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

- проанализировать современное состояние отечественных и зарубежных разработок в области мощных полностью управляемых СПП и преобразователей на их основе и выполнить сравнительный анализ технических характеристик СПП;

- разработать общую методику расчета мощности потерь в СПП мощных преобразователей;

- оценить потери в СПП мостового преобразователя напряжения, управляемого по алгоритму ШИМ;

- определить критерии выбора снабберных цепей для полностью управляемых СПП мощных преобразователей и разработать математическую модель для расчета снаб-берной ЯС-цепи полностью управляемого СПП. Оценить влияние параметров снаб-берной КС-цепи на динамические потери полностью управляемых СПП;

- оценить требуемые запасы по току и напряжению полностью управляемых СПП для обеспечения надежной работы мощных преобразователей;

- сформулировать требования к объему исходных данных для создания мощных ПУ и основные критерии выбора полностью управляемых СПП для этих ПУ. Разработать алгоритм выбора СПП;

- исследовать особенности обеспечения теплового режима мощных ПУ контейнерного типа;

- разработать алгоритмы формирования выходного напряжения, целесообразные с точки зрения снижения потерь в СПП для преобразователей по схеме автономного инвертора напряжения (АПН);

- оценить и сравнить тепловыделения в СПП АИ11, выполненного по двухуровневой и трехуровневой схемам при алгоритмах управления, обеспечивающих близкий гармонический состав выходного напряжения АИН обоих типов.

Методы исследований. При проведении сравнительного анализа характеристик СПП, оценочных расчетов и разработки алгоритма выбора СПП применялись аналитические методы и методы интегрального исчисления.

При разработке математической модели расчета снабберной ЛС-цепи использовался классический метод расчета линейных электрических цепей и программный пакет МаИ,аЬ 7.0.

Для расчета температурного режима ПУ контейнерного типа использовался метод последовательных приближений и уравнения теории теплообмена.

При разработке алгоритмов формирования выходного напряжения АИН использовались методы численного моделирования для решения трансцендентных уравнений. Исследование АИН совместно с системой его питания осуществлялось на математической модели, реализованной в приложении БитдИпк программного пакета \1atLab 7.0.

Научная новизна диссертационной работы состоит в следующем:

- разработана обобщенная инженерная методика расчета мощности потерь в полностью управляемых СПП;

- разработана математическая модель расчета для снабберной ЯС-цепи полностью управляемого СПП с учетом паразитных индуктивностей;

- разработаны рекомендации по выбору полностью управляемых СПП для мощных преобразователей;

- предложен и защищен патентом оригинальный принцип охлаждения ПУ контейнерного типа;

- разработаны алгоритмы формирования выходного напряжения однофазного АИН по принципу селективного исключения гармоник, обеспечивающие независимость формы выходного напряжения от характера нагрузки;

- проведена сравнительная оценка тепловыделения в СПП АИН, выполненного по двухуровневой и трехуровневой схемам при алгоритмах управления, обеспечивающих близкий гармонический состав выходного напряжения АИН обоих типов.

Практическая ценность результатов работы: 1. Инженерный подход к определению допустимых режимов работы СПП позволил разработать обобщенную методику расчета мощности потерь полностью управляемых СПП, которая используется при создании ПУ.

2. Получена аналитическая оценка мощности потерь СПП мостового преобразователя напряжения, управляемого по алгоритму ШИМ.

3. Разработанная математическая модель расчета снабберной НС-цепи при индуктивном характере нагрузки преобразователя позволяет при заданных параметрах процесса выключения СПП построить переходный процесс установления напряжения на нем с учетом паразитных индуктивностей и оценить эффективность демпфирования.

4. Разработанные рекомендации и алгоритм выбора полностью управляемых СПП используются при создании мощных преобразователей.

5. Предложенный принцип охлаждения ПУ контейнерного типа реализован в управляемых выпрямительных установках для плавки гололеда на проводах ЛЭП, которые успешно эксплуатируются в ОАО «Камчатскэнерго».

6. Разработанные алгоритмы формирования выходного напряжения однофазного АИН реализованы при создании генератора для геофизических исследований мощностью 500 кВт.

Положения, выносимые на защиту:

1. Обоснование перспективности использования полностью управляемых СПП в мощных преобразователях.

2. Обобщенная методика расчета мощности потерь в полностью управляемых СПП, предложенная на основе инженерного подхода к определению допустимых режимов их работы.

3. Разработанная математическая модель для расчета снабберной RC-цепи полностью управляемых СПП и результаты моделирования.

4. Разработанные рекомендации по выбору полностью управляемых СПП для мощных преобразователей.

5. Оригинальный принцип охлаждения ПУ контейнерного типа и полученные тепловые характеристики такой установки.

6. Разработанные алгоритмы формирования выходного напряжения однофазного АИН и результаты оценки тепловыделений в СПП при реализации этих алгоритмов для двухуровневой и трехуровневой схем.

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и обсуждались на:

— Первой научно-технической конференции молодых специалистов электроэнергетики РАО ЕЭС (г. Москва, 2000 г.);

— VI Международном Симпозиуме «Электротехника 2010» (г. Москва, 2001 г.);

— Международной научно-практической конференции «Теоретические и практические проблемы развития электроэнергетики России» (г.Санкт-Петербург, СПбТУ, 2002 г.);

— Второй научно-технической конференции молодых специалистов электроэнергетики РАО ЕЭС (г. Москва, 2003 г.);

— VII Международном Симпозиуме «Электротехника 2010» (г. Москва, 2003 г.);

— Международной конференции ШЕЕ Power Tech'2005 (г. Санкт-Петербург, 2005 г.);

— Международной специализированной выставке "Электрические сети России - 2005» (г. Москва, 2005 г.).

Публикаиии. По теме диссертации опубликовано 11 печатных работ. Получен 1 патент на изобретение «Преобразовательная установка контейнерного типа» RU№2207746 от 27.06.2003.

Объем и структура диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы (84 наименования). Объем работы включает в себя 143 страницы основного текста, 35 таблиц и 54 рисунка, 8 страниц списка литературы, 28 страниц приложений.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность рассмотренных проблем, сформулированы цель и задачи работы, отражена новизна и практическая ценность, дается краткое содержание диссертации.

В первой главе проведен обзор современного состояния разработок мощных полностью управляемых СПП и анализ их максимальных параметров, достигнутых зарубежными и отечественными фирмами-изготовителями. Дан анализ современного состояния российских разработок в области мощных СПП и преобразователей на их основе. Отмечено, что на сегодняшний день для использования в электроэнергетике наиболее перспективны следующие типы управляемых СПП — биполярный транзистор с изолированным затвором IGBT (Insulated Gate Bipolar Transistor), запираемый тиристор GTO (Gate Turn-off Thyristor) и запираемый тиристор с жесткой коммутацией и интегрированным драйвером IGCT (Integrated Gate-Commutated Thyristor). Рассмотрены особенности конструкции и функционирования этих типов СПП. Проведен сравнительный анализ технических характеристик полностью управляемых СПП транзисторного и тиристорного типов по данным фирм-изготовителей. Проведен анализ мирового опыта их применения в мощных преобразователях для «гибких» передач переменного тока, преобразователях для передач (ППТ) и вставок (ВПТ) постоянного тока, а также в преобразователях для электропривода и электрифицированного транспорта, общепромышленного применения. Сформулированы основные задачи исследований.

Во второй главе разработана обобщенная методика расчета мощности потерь в СПП для произвольной формы импульса тока.

Основным определяющим параметром при работе СПП в ПУ является температура Tj его полупроводникового элемента. Она определяет допустимый ток нагрузки и напряжение на СПП. Для определения Tj следует рассчитать полную мощность потерь в СПП. В связи с этим важнейшим критерием выбора СПП является его максимально допустимая мощность рассеивания Рмм- Необходимо, чтобы полная средняя рассеиваемая мощность Р,,Л в конкретном преобразователе для рабочих условий не превышала Рцмм-

Полная энергия потерь в СПП на один импульс тока произвольной формы в общем виде определяется как

Еш =jf'(0"(')A , (1)

где ¿(f) - ток через СПП, A; «(t) - падение напряжения на СПП, В; tp - длительность импульса, с.

Полная средняя рассеиваемая мощность Р** при условии переключения СПП с постоянной частотой определяется выражением:

Рш = (К + + кп)/ = Р„ + Р^ + /V (2)

где f- частота переключения, Гц; Е оп -энергия потерь на включение на один импульс при рабочих условиях, Дж; Econ<j - энергия потерь в проводящем состоянии, Дж; Е off - энергия потерь на выключение на один импульс при рабочих условиях, Дж; PCOnd — мощность потерь в проводящем состоянии, Вт; Роп - мощность потерь при включении, Вт; P0ir - мощность потерь при выключении, Вт.

При кусочно-линейной аппроксимации реальных вольт-амперных характеристик СПП средняя мощность потерь при протекании прямого тока определяется из выражения:

Pcom^Uo'lAV+TrlltMS (3)

где i/o - пороговое напряжение, В; /дv - средний ток, А; гг - дифференциальное сопротивление, Ом; /rms - эффективное значение тока, А.

С использованием зависимостей энергий от тока переключения £оп(/с.оп) и £0й(4ой), приводимых в информационных материалах для конкретных условий измерения, энергию потерь на переключение для рабочих условий с инженерной точностью можно определить как:

El=E0„U-cIUc , (4)

E:„ = EmU'c!Uc , (5)

где U с - значение напряжения переключения для рабочих условий, В; Е„т - значения энергий, приведенные в информационных материалах, Дж; Uc — значение напряжения, при котором в информационных материалах приведены Яоп(1с_ on) и Я„„(1с_оЯ), В.

У IGBT на переходные процессы включения и запирания дополнительно оказывает влияние и величина сопротивлений в цепи затвора - /?g„„, /?c.<iít. Тогда с использованием зависимостей £'<m(/?c,on) и /Г0п(#с,о(т), приводимых в информационных материалах, выражения (4) и (5) для IGBT имеют вид:

Е* = Е U'c E"-{R(-") (6)

ЕОП Ort ,7 ч > W

Uc Em(RCm)

Е' =Е U'c п\

t т с /о ч * '

Ve E,ff(RCrJT)

где R Gon, R Goff — сопротивления, установленные в рабочей схеме, Ом; Rооп, Ra«n — значения сопротивлений, при которых в информационных материалах приведены £0п(1с on) и £оп(1с_оп), Ом.

Максимально допустимая мощность потерь для рабочих условий:

Т —Т

р__- /о-,

ьлм - „ „ „ W

Л||»с + "thríl + «ПЛ.

где TjM — максимальная температура р-п перехода, С; Та — температура окружающего воздуха, С; Ätiyc- тепловое сопротивление р-п переход — корпус, С/Вт; Riheh— тепловое сопротивление корпус — охладитель, С/Вт; R,hha - тепловое сопротивление охладитель - среда, С/Вт.

Таким образом предельная частота коммутации /та11 при заданных режиме охлаждения, форме импульса тока и напряжения переключения из условия не превышения максимального значения средней мощности потерь определяется как: Р — Р Р 17 • / + г • /2

f _ ГШМ гcond___lotM л АУ ~ 'Т RMS _ г р . ГГ(*/\

/т"" +к, " +ei+Kir ~к-''пг)' (9)

i /

где Л =-; F(y)=Pc„„j, у = —— коэффициент заполнения для импульса тока.

Ет + Е.„ Т

Выражение (9) позволяет при заданных рабочих условиях достаточно точно оценить предельный частотный диапазон, определяемый средней мощностью потерь, как функцию от любого из следующих факторов: величины и формы тока, прикладываемого напряжения, длительности импульса, способа охлаждения (Rihha).

Средняя температура перехода при определении по выражению:

Т, = Рш ■ (R„,ic + R^ + JL)-Т. (10)

несколько завышена, поскольку все характеристики для расчета Pt„, в информационных данных на СПП приводятся, как правило, для максимальной температуры перехода TjM- Если

информационные материалы содержат температурные зависимости величин исЕ. Еоп, Е„(г, то

результаты, полученные из выражений (3), (4), (5) или (3), (6), (7) следует уточнить, умножив

на следующие коэффициенты:

исЕ(Т.) Е(Т,) £■„..( Г.)

к , = " ' к = - - >' ; к„.г = "" ' . (И)

В работе также рассмотрены особенности оценки Ту при работе полностью управляемых СПП на низких частотах (<10 Гц).

Рассмотрено влияние диодов обратного тока на динамические характеристики полностью управляемых СПП в преобразователях напряжения.

В рамках обобщенной методики расчета мощности потерь & СПП приведены выражения для расчета мощности потерь в СПП мостовых преобразователей напряжения, управляемых по алгоритму ШИМ.

Средние потери проводимости в единичном блоке «управляемый СПП - диод обратного тока»:

^eand ~ ^cvnd _ Т ^cond D >

= UI9 + sq»+rT • /L • (1 + ^--cos,)) (13)

=Un + .(I_|LCoSi>) (14)

где Ibm - амплитуда тока нагрузки, А; 0 < \i < 1 - коэффициент глубины модуляции; costp - коэффициент мощности нагрузки.

Выражения (13) и (14) применимы для тех случаев, когда постоянная времени нагрузки L/R более чем в два раза превышает период частоты ШИМ. При значениях costp по модулю близких к единице (чисто активная нагрузка), эти выражения дают неточный результат, что подтверждается фактом ненулевого расчетного значения тока в диодах обратного тока при |cos<p|=l.

Средние динамические потери в единичном блоке «управляемый СПП - диод обратного тока» при работе в режиме ШИМ с учетом проводимости в полпериода выходной частоты рассчитываются как:

iv»=№«(/*.)+*;,<'*.)+tfV/x.»-л™. ~ . о5)

где £Vr*(lLm) - энергия потерь на обратное восстановления диода для рабочих условий, Дж;/р*м - частота ШИМ, Гц.

По аналитическим выражениям (12)-(15) на рис. 1-3 построены зависимости потерь проводимости от факторов нагрузки <р, ц-cosq) и динамических потерь от fpwM на примере одного IGBT типа 5SNR13H2500 (фирма ABB) при произвольно заданных расчетных условиях. Проведенная оценка показывает, что потери в открытом состоянии IGBT и диодах обратного тока при фиксированном значении Iun зависят от величины |xcoscp, учитывающей эффективность преобразователя по напряжению (р.) и характер нагрузки (cos<p). Величина |icos<p показывает, как общая рассеиваемая мощность делится между СПП и диодом.

1400

1200'

-г Р. Вт

РС0!)О_

^РсошСювт

О 30 60 90. 270 2« 210 180

р> эл. град. <р. эл. град.

а) б)

Рис. I. Зависимость средних потерь проводимости в преобразователе напряжения с ШИМ от угла между напряжением и током первой гармоники основной частоты на примере ЮВТ типа 58КЯ13Н2500 при условиях 1[т=1500Л, (1=0,9, Т^^С: а) инверторный режим; б) выпрямительный режим.

Р.Бг

Р. кВт-

Ргу/ 1

•РБМ^СВТ

—^

....... ■

0,6 00

Рис.2. Зависимость средних потерь проводимости в преобразователе напряжения от коэффициента Ц- СОвф на примере ЮВТ типа ЗП2500 при 1и„= 1500Л, Т^=125°С.

Рис.3. Зависимость средних динамических потерь в преобразователе напряжения от частоты ШИМ на примере ЮВТ типа 58КК13Н2500 при 1Ьт=1500А, ис=1250В,Т^125°С.

Снабберные цепи при выключении полностью управляемых СПП выполняют следующие функции:

- ограничение скорости нарастания и амплитуды всплесков напряжения;

- разделение во времени процессов спада тока и нарастания напряжения.

Для силовых транзисторов и запираемых тиристоров практически используются одни и те же схемные способы защиты от перенапряжений. С точки зрения снижения паразитных индуктивностей, стоимости и массогабаритных показателей целесообразно использовать снаббер с минимальным количеством элементов. Исходя из перечисленных аргументов к рассмотрению принята снабберная ЯС-цепь. Разработана математическая модель ее расчета для полностью управляемого СПП на примере схемы, приведенной на рис.4. Формы напряжения на СПП и токов в схеме показаны на рис.5. Принцип расчета заключается в следующем. Интервал выключения СПП разделен на два участка: А - до начала проводимости дио-

да обратного тока В - после начала проводимости. Принимается, что обратный ток диода и прямое падение напряжения на диоде практически равны нулю. 1) Участок А: (е[>0)

/^=1 = 1. +/,,;,=<) ш С,' т

выключении СПП.

2) Участок В: Диод Df проводит ток, следовательно еь=0

Rs-is = <17>

Весь интервал выключения СПП разделен на 4 участка в соответствии физическими процессами, происходящими в нем.

Участок I. (to^t<t|): интервал времени задержки выключения. Ток ia остается в этот период неизменным, остальные параметры тоже.

Участок II. (ti<t<t2): интервал времени спада тока СПП. Ток нагрузки делится между СПП и снабберной цепью, напряжение на СПП е» нарастает.

Участок III. (t2<t<t3): ток снабберной цепи достигает своего максимального значения, в момент t3 напряжение на СПП e„=U.

Участок IV. (t>t3): ток СПП прекращается в момент U- Напряжение е, достигает своего максимального значения, накопленная в индуктивности Lsi энергия полностью передается в емкость Cs. В момент 15 ток в снабберной цепи равен нулю, а затем меняет свое направление и по окончании переходного процесса прекращается, что соответствует установившемуся значению ea=U,

По общим выражениям (16) и (17) при условии индуктивной нагрузки (ток нагрузки постоянен на всем интервале выключения) для каждого участка I-IV получены аналитические выражения для напряжения еа на СПП. На их основе разработана программа в MatLab 7.0, позволяющая построить форму напряжения еа при выключении СПП для следующих исходных параметров: коммутируемое напряжение U, запираемый ток Iato, паразитные индуктивности Lsi и Ls2, параметры снаббера Rs и Cs, время tf спада тока СПП. На рис.6 приведены формы напряжения на СПП, полученные с помощью разработанной программы при варьировании параметров RC-цепи.

Присутствие снаббера снижает потери на выключение в самом СПП, однако суммарные потери в цепи СПП - снаббер с увеличением Cs могут превысить потери в СПП без снаб-

снаббера. Снаббер увеличивает потери на включение СПП и чем меньше 115, тем эти потери больше. В работе численно оценено влияние параметров снабберной ЯС-цепи на динамические потери СПП на примере исходных данных базового варианта рис.6.

Для определения критерия выбора полностью управляемых СПП по основным электрическим параметрам проведена оценка нагрузок по коммутируемому току и напряжению, необходимых для обеспечения надежной работы мощных преобразователей. За коэффициент нагрузки СПП по какому-либо параметру принято отношение фактического значения воздействия на СПП в схеме ПУ по данному параметру к предельно допустимому значению этого параметра. Коэффициенты нагрузки по напряжению, которые удалось извлечь из технических материалов разного рода, представлены в табл. 1.

l\CsU0.3 MX Ф

| |2«кф

WIK

■ -4-f- '10 ..... .......

' 1 ! i

О 0.5 1 1 6 2 2 5 3 Э.5 4

а) б)

Рис.6. Формы напряжения на СПП при варьировании параметров ЯС-цепи. Базовый вариант: 1/= 1700 В, 1АТО=600 А, 1^1=2,5 мкГн, 1^2=0,5 мкГн, К5= 1 Ом, С5-2 мкФ, 1,= 1 мкс.

Таблица 1

Фирма, установка Постоянное напряжение на входе ПУ, кВ Тип используемого СП11 UlJRM » (Uc„s), кП Коэффициент нагрузки по напряжению Источник информации

ЗАО СП «АО Ансальдо-ВЭИ» Преобразователь частоты по схеме трехуровневого инвертора 3 (до 4,2) 1GCT 4,5 0,47 (до 0,33) ш

«Aistom» Тяговый преобразователь для железных дорог по схеме двухуровневого инвертора 3 IG ВТ 6,5 0,46 121

«Siemens» Тяговый преобразователь для железных дорог по схеме двухуровневого инвертора 3 IG ВТ 6,5 0,46 [3]

ABB Group Статический компенсатор по схеме трехуровневого инвертора Юэфф IGBT 2,5 одно плечо -14 шт. 0,4 [4]

«Mitsubishi electric» Статический компенсатор по схеме трехуровневого инвертора 6 GCT 6 0,5 15]

напряжение каллсктор-эмитгер для 1GBT.

На основе собственного опыта, анализа прямых и косвенных данных, полученных из публикаций и презентационных материалов [1-5], а также рекомендаций фирм-изготовителей СПП, оценки коэффициентов нагрузки по напряжению для IGCT (GTO) и IGBT дали следующий результат.

Постоянное коммутируемое напряжение:

Udc =m'ldcudrm или Udc ^vudcuces, где \/udc =0,4. ..0,7- коэффициент нагрузки по постоянному напряжению.

Пиковое значение напряжения:

Udc+AUs=YdrmUdrm=Udrm* или Udc+AUs=\|/cesUces= Uces*, где Vdrm<0,8 - коэффициент нагрузки по повторяющемуся импульсному напряжению; Vces<0,8 - коэффициент нагрузки по напряжению коллектор-эмиттер; AUs - выбросы напряжения, которые ограничиваются на требуемом уровне цепями ограничения перенапряжений.

Постоянный коммутируемый ток IGBT:

1с <Ч'шс(ос ,

где \|/idc=0,7...0,8 - коэффициент нагрузки по постоянному коммутируемому току.

Средний рабочий ток IGCT:

It(av) <VavIt<av)m , где \|/iav=0,7. . .0,8 - коэффициент нагрузки по среднему рабочему току.

В работе сформулированы требования к объему исходных данных для проектирования мощных преобразователей. На основании выполненных аналитических исследований предложен алгоритм выбора полностью управляемых СПП, приведенный на рис.7.

В третьей главе рассматриваются способы охлаждения мощных преобразователей, эксплу-тационные достоинства и недостатки различных способов, а также проблемы использования охлаждающих жидкостей для ПУ наружной установки.

Предлагается оригинальный способ охлаждения ПУ контейнерного типа, при котором охлаждение силовых модулей происходит за счет циркуляции охлаждающего воздуха в замкнутом объеме вдоль стенок несущей конструкции. Сущность способа поясняется на рис.8.

Контейнер содержит дополнительную стенку 1 с вмонтированными в нее силовыми модулями с радиаторами 2. Стенка разделяет контейнер на два объема — область низкого H и область высокого В давления - и расположена на расстоянии к=(0,1...0,2) Ь'от боковой стенки контейнера.

На расстоянии h=(0,l ...0,2)с расположен дополнительный пол, который начинается от дополнительной стенки и заканчивается на расстоянии /=(0,1 ...0,2)Ь от противоположной стенки контейнера. В нижней части дополнительной стенки под дополнительным полом расположены втяжные вентиляторы 3. Вентиляторы забирают воздух из области между полом и дополнительным полом и выдувают его в область высокого давления между стенкой контейнера и дополнительной стенкой 1. Охлажденный воздух под воздействием избыточного давления проходит через радиаторы силовых модулей в область низкого давления и, охлаждая модули, нагревается. Затем воздух втягивается вентиляторами 3, проходит, охлаждаясь вдоль гофрированных стенок контейнера, поступает через окно дополнительного пола в пространство между полом и дополнительным полом, проходит вдоль холодного (основного) пола, охлаждается и вновь выбрасывается в область высокого давления.

Предлагаемая конструкция установки позволяет охлаждать силовые модули за счет циркуляции воздуха внутри контейнера без забора воздуха извне. На конструкцию контейнерного типа получен патент РФ.

Температурный режим такой установки рассчитан методом тепловых характеристик.

Предложенный способ охлаждения реализован в выпрямительных управляемых установках для плавки гололеда (ВУПГ14/1000) на проводах ЛЭП разработки ОАО «НИИПТ». Построены тепловые характеристики контейнеров стандартных типоразмеров.

1 Анализ исходных данных на проектирование

2 Разработка алгоритма управления СПП

3 Математическое моделирование режимов работы ПУ

4 Определение наиболее нагруженного режима по рабочему току

5 Определение воздействующих напряжений и перенапряжений

■Р-

6 Выбор вида и типономинала СПП по факторам: 1 ) частота переключения f; 2) прикладывемое напряжение ивс'- иОРМ'И™ UCEs"; 3) токи 1ос'или IAV' (и lTGQ*) ; с учетом коэффициентов запаса и структуры ПУ

7 Определение по расчетному значению 111Г или IAV" необходимого числа п-параллельных СПП

8 Определение по расчетному значению повторяющегося напряжения числа m-последовательных СПП

9 Выбор и расчет снабберных цепей

1С Расчет средней мощности потерь в СПП

11 Выбор охладителя (R,^^.,) и скорости охлаждающей среды

р о в е рка —правильности выбора У2 1 охладителя и скорости охлаждающей ^—среды по условию

4да

13 Выдача данных по СПП для разработки ПУ с системой охлаждения и устройствами ограничения

- типономинал выбранного СПП

■ число параллельно п и последовательно т соединенных СПП

- тип охладителя

- вид охлаждающей среды

- скорость охлаждающей среды Данные для разработки устройств:

- ограничения перенапряжений

- ограничения скорости нарастания тока и напряжения на СПП

- ограничения аварийного тока • деления тока по параллельно соединенным СПП и напряжения по последовательно соединенным СПП

Рис.7. Алгоритм выбора полностью управляемых СПП

Расчеты показали, что при температурах окружающей среды от +5 °С и ниже (соответствуют гололедообразованию) тепловой поток (Р=25кВт), выделяемый силовыми полупроводниковыми приборами установки ВУПГ14/1000 контейнером выбранного типоразмера 6058x2438x2591мм (ДхШхВ) рассеивается полностью.

Рис.8. Схема движения воздуха в контейнере: 1 - дополнительная стенка; 2 - высоко-

вольтный вентиль; 3 — вентилятор.

В четвертой главе предложены оптимизированные алгоритмы формирования выходного напряжения однофазных АИН, выполненных по мостовой двухуровневой схеме и трехуровневой схеме с нулевой точкой и диодной фиксацией. Алгоритмы направлены на снижение потерь в СПП и поддержание удовлетворительного гармонического состава выходного напряжения. В них используется метод ШИР с селективным исключением гармоник, обеспечивающий независящую от параметров нагрузки форму выходного напряжения.

Рассматриваются формы напряжения, получаемые на выходе АИН двух конфигураций с активно-индуктивной скомпенсированной нагрузкой при однократном и трехкратном переключении силовых ключей АИН за период. На основании полученных оптимизированных алгоритмов построены математические модели АИН совместно со схемой питания для диапазона частот (1...300 Гц), обеспечивающие на нагрузке ток синусоидальной формы при минимизации потерь в СПП.

Рассмотрены два варианта АИИ: АИН по двухуровневой схеме и АИН по трехуровневой схеме. Для управления двухуровневым АИН использовался алгоритм трехкратного включения-выключения СПП за период, а трехуровневым АИН - однократного переключения, Показано, что при этом обеспечивается близкий гармонический состав выходного напряжения преобразователя. Моделирование проводилось в системе МаИ^аЬ 7.0 и ее приложении ЭтиПпк. Параметры моделирования приведены в табл. 2.

Таблица 2

Параметры моделирования

Параметр Г=1 Гц Г=30 Гц £=100 Гц

Нагрузка: Я, Ом 11 14 18

Ь, мГн 105 105 105

Продольная компенсация: С, мкФ - 270 24,1

Входное напряжение АИН, В (Р=500 кВт) 4000 3700 3300

В качестве примера на рис.9 приведены формы тока и напряжения на нагрузке преобразователя при частоте 30 Гц.

Гармонический состав напряжения по пятнадцатую гармонику ('0=15) при выбранных углах управления а. приведен в табл.3 и табл.4.

Рис.9. Формы токов и напряжений на нагрузке при частоте 30 Гц: а) двухуровневый АИН, б) трехуровневый ЛИН.

Таблица 3

Гармонический состав выходного напряжения двухуровневого

инвертора при оптимизированных углах управления а_

а,, эл. град. «2, эл. град. аз, эл. град. Umv/Un„, % Uml/ Uj

V=1 v=3 v=5 v=7 v=9 V=11 v=13 v=15

22,6 37,8 46,7 100 0,4 0,03 0,05 18,4 20,1 6,3 22,4 1,044

Таблица 4

Гармонический состав выходного напряжения трехуровневого

инвертора при оптимизированных углах управления га_

al, o2, un„/uml, % Ural/ Ud

эл. эл V=1 v=3 v=5 v=7 v=9 v=l 1 v=13 v=15

град. град.

14,5 50,8 100 3,35 0,3 7,1 5,3 10,7 2,3 0,2 1,019

По результатам моделирования для проведения тепловых расчетов выбраны IGCT типа 5SHX 04D4502 со встроенным обратным диодом производства фирмы ABB. В двухуровневом АИН каждое плечо содержит два IGCT последовательно. В качестве диодов средней точки для трехуровневого АИН выбраны диоды 5SDF 03D4502 производства фирмы ABB. Суммарные потери мощности в СПП обоих инверторов для ряда частот приведены в табл.5.

Таблица 5

Суммарные потери мощности в СПП двухуровневого и трехуровневого АИН

Выходная частота £шх, Гц Средняя мощность потерь двухуровневого АИН Рязани, Вт Средняя мощность потерь трехуровневого АИН Рвдин, Вт

1 2330 2270

30 2170 2030

100 2420 2040

Поскольку по условиям задачи параметры нагрузки меняются с выходной частотой /вых преобразователя (см. табл.3), то целесообразно сравнивать процентное соотношение потерь в двух схемах на каждой частоте. Процентная зависимость превышения потерь в СПП двухуровневого АИН над трехуровневым Кр=(Ре2анн/ Резаин - 1)100% от частоты показана на рис.10. Видно, что с увеличением выходной частоты превышение суммарной мощности потерь в двухуровневом АИН растет пропорционально за счет дополнительных потерь на переключение, по сравнению с трехуровневым. Процентное соотношение суммарной мощности потерь для обеих схем зависит от характеристик выбранных СПП.

Кр,%

0 20 т 60 80 Ьых,Гц 100

Рис. 10. Процентная зависимость превышения потерь в СПП двухуровневого АИН над трехуровневым от выходной частоты.

ВЫВОДЫ.

1. Представляется, что к настоящему времени перспективы применения мощных полностью управляемых СПП выглядят следующим образом:

- IGCT, IGBT - для частотно регулируемых электроприводов механизмов собственных нужд электростанций, статических компенсаторов, активных фильтров последовательного и параллельного типа. При этом на частотах свыше 1000 Гц практически применяются только IGBT;

- IGBT — для «легких» ППТ и ВПТ (HVDC Light transmission);

- мощные однооперационные тиристоры - для сетеобразующих ППТ, приводов синхронных двигателей, управляемых реакторов, компенсаторов реактивной мощности, построенных по принципу переключения реактивных элементов, тяговых подстанций,

2. Разработанная обобщенная методика расчета мощности потерь в полностью управляемых СПП позволила получить инженерные формулы для определения предельной частоты коммутации СПП при заданных условиях охлаждения. Предложенная методика позволила аналитически оценить мощность потерь в СПП преобразователя на-

пряжения, управляемого по алгоритму ШИМ, и численно показать, как в зависимости от характера нагрузки общая рассеиваемая мощность делится между управляемым СПП и диодом обратного тока. Показано, что максимальная мощность потерь в полностью управляемых СПП имеет место при максимальных положительных значениях коэффициента мощности еоБСр, что соответствует инверторному режиму работы преобразователя, а максимальная мощность потерь в диодах обратного тока - при максимально отрицательных значениях совф, что соответствует выпрямительному режиму работы преобразователя.

3. Сравнение наиболее распространенных конфигураций снаббсрных цепей для полностью управляемых СПП мощных преобразователей показало, что с точки зрения снижения паразитных индуктивностей, стоимости и массогабаритных показателей ПУ целесообразно использовать снаббер с минимальным количеством элементов. Разработанная математическая модель для расчета снабберной ЯС-цепи позволяет получить форму напряжения на СПП в зависимости от заданных параметров моделирования, а также оценить влияние параметров этой цепи на динамические потери полностью управляемого СПП.

4. Собственный опыт и анализ данных по коэффициентам нагрузки СПП, принимаемым в отечественной и зарубежной практике, позволил оценить запасы по коммутируемым току и напряжению, необходимые для обеспечения надежной работы полностью управляемых СПП в мощных преобразователях. Показано, что фактически нагрузка СПП по этим параметрам должна лежать в пределах 40%-70% от приведенных в информационных материалах допустимых значений и зависит от назначения и условий эксплуатации ПУ.

5. Предложен алгоритм выбора полностью управляемых СПП для мощных ПУ. Проведенные исследования позволили сформулировать требования к полноте исходных данных для проектирования мощных преобразователей и выделить следующие основные критерии выбора полностью управляемых СПП для таких преобразователей: физическая способность СПП работать на заданной частоте, конструктивная способность к последовательному или параллельному соединению, максимальные параметры по току и напряжению с точки зрения обеспечения требуемых коэффициентов нагрузки, допустимая температура р-я-перехода, стойкость к коротким замыканиям и перенапряжениям, оптимальная стоимость.

6. Предложен оригинальный принцип построения воздушной системы охлаждения по замкнутому циклу для СПП мощных ПУ, устанавливаемых на открытых подстанциях, который позволяет охлаждать оборудование ПУ контейнерного типа без забора наружного воздуха, что исключает применение фильтровых устройств очистки наружного воздуха. С использованием метода последовательных приближений построены тепловые характеристики для транспортных контейнеров стандартных типоразмеров,

7. Разработаны алгоритмы управления СПП, направленные на снижение потерь в СПП и одновременно на поддержание удовлетворительного гармонического состава выходного напряжения АНН. Расчеты гармонического состава напряжения по результатам реализации этих алгоритмов показали, что в двухуровневом АНН по сравнению с трехуровневым для достижения того же гармонического состава выходного напряжения требуется большее число коммутаций СПП. Сравнение мощности потерь в СПП АНН, построенных по двум схемам при алгоритмах управления, обеспечивающих близкий гармонический состав выходного напряжения АНН обеих конфигураций, выявило, что с увеличением выходной частоты превышение суммарной мощности потерь в двухуровневом ЛИН растет пропорционально.

Цитируемые источники:

1. Таратута И.П., Чуприков В.С.«Схемотехнические и конструктивные решения преобразователей частоты для регулируемого электропривода». Электротехника, №9, 2001г.

2. Colasse A., Delecluse Ch., Lorent Th.Development of a Two-level ONIX™ Converter For the 3kV DC Catenary Network. Paper №Л 15257, EPE-PEMC 2004, Latvia, Riga.

3. Ласка Б. «Развитие тяговых преобразователей на транзисторах IGBT». Железные дороги мира, №11, 2003г.

4. Презентация фирмы ABB на Международной конференции ЕРЕ-РЕМС 2004, Рига.

5. Gregory Reed, John Paserba, Peter Salavantis.«The FACTS on Resolving Transmission Gridlock», IEEE power&energy magazine, September/October 2003.

По теме диссертации опубликованы работы:

1. Галанов В.И., Гуревич М.К., Козлова М.А., Шершнев Ю.А. Современные мощные полупроводниковые приборы и их функциональные особенности. - Электротехника, №3, 1998.

2. Галанов В.И., Гуревич М.К., Козлова М.А., Шершнев Ю.А. Современные полупроводниковые приборы для энергетики. - Вестник электроэнергетики, №1, 1998.

3. Ерохин А.Н., Козлова М.А. Сравнение вариантов схемных решений для источника энергоснабжения вагона электрифицированной железной дороги на постоянном токе. Сборник докладов 1-ой научно-технической конференции молодых специалистов электроэнергетики, Москва, 2000.

4. Гуревич М.К., Козлова М.А., Шершнев Ю.А. Выбор IGBT для преобразовательных устройств. Известия НИИ Постоянного тока, №58, ОАО «Н11ИПТ», 2001.

5. Балыбердин Л.Л., Гуревич М.К., Козлова М.А., Шершнев Ю.А. Управляемая преобразовательная установка контейнерного типа для плавки гололеда на проводах ЛЭП. Сборник докладов VI Симпозиума «Электротехника 2010» , Москва, 2001.

6. Гуревич М.К., Козлова М.А., Шершнев Ю.А. Перспективы применения запираемых силовых полупроводниковых приборов в электроэнергетике России. Труды международной научно-практической конференции «Теоретические и практические проблемы развития электроэнергетики России», СПбГТУ, 2002,

7. Балыбердин Л.Л., Гуревич М.К., Козлова М.А., Шершнев Ю.А. Управляемые установки для плавки гололеда на проводах ЛЭП. Новые технологии в энергетике. РАО «ЕЭС России», М„ 2002.

8. Ерохин А.Н., Козлова М.А., Лобанов A.B. Опыт построения высоковольтных инверторов напряжения на полностью управляемых приборах для нужд электроэнергетики. Сборник докладов 2-ой научно-технической конференции молодых специалистов электроэнергетики, Москва, 2003.

9. Гуревич М.К., Козлова М.А., Шершнев Ю.А. Особенности тепловых режимов мощных IGBT при их параллельной работе. Сборник докладов VII Симпозиума «Электротехника 2010», 2003.

10. Патент RU№2207746. Преобразовательная установка контейнерного типа./ Л.Л. Балыбердин, М.К. Гуревич, М.А. Козлова, Ю.А. Шершнев - Опубл. в бюл. №18 от 27.06.2003.

11. Гуревич М.К., Козлова М.А., Шершнев Ю.А. Перспективы применения запираемых силовых полупроводниковых приборов в электроэнергетике. - Электротехника, №10, 2004.

12. Baliberdin L.L., Kozlova М.А., Shershnev Y. A. Model Group of Controlled Installation for Melting Ice on Transmission Line Conductors. IEEE Power Tech'2005, SPb, 2005.

Лицензия ЛР №020593 от 07.08.97

Подписано в печать 15.11.2006. Формат 60x84/16. Печать цифровая. Усл. печ. л. 1,0. Тираж 100. Заказ 984Ь.

Отпечатано с готового оригинал-макета, предоставленного автором, в Цифровом типографском центре Издательства Политехнического университета. 195251, Санкт-Петербург, Политехническая ул., 29. Тел.: 550-40-14 Тел./факс: 297-57-76

Оглавление автор диссертации — кандидата технических наук Козлова, Мария Анатольевна

Введение.

Глава 1. Особенности применения мощных полностью управляемых силовых полупроводниковых приборов (СПП) в электроэнергетике.

1.1. Современные мощные СПП и их максимально достигнутые параметры

1.2. Современное состояние российских разработок в области мощных

СПП и преобразователей на их основе.

1.3. Особенности конструкции и функционирования мощных полностью управляемых СПП.

1.4. Сравнительный анализ технических характеристик полностью управляемых СПП.

1.5. Анализ мирового опыта применения полностью управляемых СПП в мощных преобразователях.

1.6. Особенности полностью управляемых СПП как элементов комплектации мощных преобразователей.

1.7. Постановка задач и исследований.

Глава 2. Разработка инженерного метода определения допустимых режимов работы полностью управляемых СПП в мощных преобразователях

2.1. Обобщенная методика расчета мощности потерь в СПП.

2.2. Оценка влияния диодов обратного тока на динамические характеристики полностью управляемых СПП в преобразователях напряжения.

2.3. Оценка потерь в СПП преобразователей напряжения, управляемых по алгоритму широтно-импульсной модуляции (ШИМ).

2.4. Критерии выбора снабберных цепей для полностью управляемых СПП мощных преобразователей.

2.4.1. Сравнение снабберных цепей наиболее распространенных конфигураций для полностью управляемых СПП мощных преобразователей.

2.4.2. Разработка математической модели для расчета снабберной RC-цепи мощных полностью управляемых СПП.

2.4.2.1. Общие аналитические выражения.

2.4.2.2. Аналитические выражения для случая индуктивной нагрузки.

2.4.2.3. Результаты математического моделирования и основные выводы.

2.4.3. Оценка влияния параметров снабберной RC-цепи на динамические потери полностью управляемого СПП.

2.5. Оценка необходимых запасов по току и напряжению полностью управляемых СПП для обеспечения надежной работы мощных преобразователей

2.6. Требования к объему исходных данных для создания мощных преобразователей и последовательность выбора полностью управляемых СПП.

Глава 3. Исследование особенностей обеспечения теплового режима мощных преобразовательных установок для открытых подстанций.

3.1. Способы охлаждения мощных преобразователей, их эксплуатационные достоинства и недостатки.

3.2. Описание принципа охлаждения преобразовательной установки контейнерного типа.

3.3. Методика расчета температурного режима преобразовательных установок контейнерного типа.

3.4. Управляемая установка ВУПГ 14/1000 разработки ОАО «НИИПТ» для плавки гололеда и ее тепловые характеристики.

Глава 4. Разработка алгоритмов формирования выходного напряжения, целесообразных с точки зрения снижения потерь в СПП для преобразователей по схеме автономного инвертора напряжения (АМН).

4.1. Сравнение гармонического состава выходного напряжения при различных алгоритмах управления АИН.

4.2. Разработка математической модели АИН совместно со схемой его питания

4.3. Оценка тепловыделения в силовых элементах АИН, выполненного по двухуровневой и трехуровневой схемам.

4.3.1. Результаты моделирования.

4.3.2. Выбор силовых полупроводниковых приборов для АИН.

4.3.3. Результаты расчета мощности потерь в СПП АИН.

Введение 2006 год, диссертация по энергетике, Козлова, Мария Анатольевна

Потребление электроэнергии в промышленно развитых странах с каждым годом неуклонно растет, что приводит к росту проблем, связанных с ее распределением и управлением потоками из одного пункта в другой, обеспечением качества электроснабжения. Это подтверждает ряд повреждений энергосистем США, Канады, Великобритании, Дании, Германии, Италии, а также известные проблемы функционирования ЕЭС России [11,45], решение которых требует создания более совершенных технологий в области передачи энергии.

Решение проблем инвертирования при передаче и распределении энергии в прошлом сдерживалось главным образом отсутствием надежных и компактных силовых полупроводниковых приборов (СПП). Такие СПП появились в конце прошлого века. Однооперационные тиристоры (SCR- silicon controlled rectifier) неспособны к выключению до момента естественной коммутации при их использовании в энергетических преобразователях, что становится причиной гармонических искажений, слабой управляемости и малого коэффициента мощности. Однако, являясь наиболее изученными и мощными СПП, они до сих пор остаются наиболее используемыми прибороми. В то же время хотя, например, фирмой Mitsubishi разработаны приборы на 12 кВ, рынок тиристоров прекратил свой рост, и, несмотря на свой внушительный объем порядка 150 млн. долларов в год, нет серьезных предпосылок к его стремительному развитию.

В настоящее время растет применение полностью управляемых приборов и преобразователей на их основе, а главными направлениями развития и исследований, в первую очередь, являются технические и стоимостные характеристики таких СПП для области передачи и распределения электроэнергии, промышленности и электротяги.

Основная область энергетики, где массово применяются СПП, прежде всего однооперационные тиристоры, - это преобразовательные подстанции передач (ППТ) и вставок (ВПТ) постоянного тока. Суммарная мощность действующих, строящихся и проектируемых в мире ППТ и ВПТ в настоящее время превысила 80 ГВт, а потому имеется значительный мировой опыт по созданию больших энергетических преобразователей с использованием традиционных тиристоров. Одна из крупнейших ВПТ (Россия - Финляндия) суммарной мощностью 1,4 ГВт принадлежит России, так что и отечественный опыт в этом направлении достаточно велик. Однако, несмотря на успешное в целом функционирование традиционных энергетических преобразователей, существует ряд проблем, которые решаются с их помощью плохо или вовсе не решаются:

• неустойчивая работа на слабую приемную энергосистему;

• необходимость громоздких и дорогостоящих фильтров на сторонах как постоянного, так и переменного тока;

• потребность в устройствах компенсации реактивной мощности параллельного, последовательного и параллельно-последовательного (смешанного) типа;

• проблема передачи электроэнергии на острова, лишенные собственных источников энергии.

Большинство этих проблем могут быть решены с помощью преобразователей на полностью управляемых СПП [17,56,57]. Такие преобразователи, в том числе автономные инверторы и полностью управляемые выпрямители, способны не только потреблять, но и генерировать реактивную мощность, тем самым являясь одновременно и компенсаторами [1,57].С учетом новых возможностей, начиная с 80-х годов, стала разрабатываться концепция гибких (управляемых) систем электропередач переменного тока - Flexible AC Transmission System (FACTS). Сущность этой концепции состоит в том, что большие успехи, достигнутые в области силовой электроники, позволяют внедрять разрабатываемые на ее основе устройства в сети переменного тока с целью повышения их управляемости, стабилизации напряжений, демпфирования низкочастотных колебаний, повышения статической и динамической устойчивости, оптимизации потокораспределения, а в итоге - повышения пропускной способности сети и снижения потерь.

Во всех случаях выбор типа и параметров СПП играет решающую роль в создании преобразовательных установок (ПУ), определяет их эффективность, функциональные возможности и стоимость. Этот выбор базируется на комплексном анализе основных воздействий на СПП, таких как величина тока и напряжения, частота коммутации, длительность и форма импульса тока, условия охлаждения и др. При этом оценка теплового режима является одним из основных критериев выбора, и, соответственно, поиск решений для создания простых и эффективных способов охлаждения СПП в ПУ актуален, особенно для ПУ, которые вынуждены работать в специфических условиях, например, на открытых площадках подстанций.

Существует ряд алгоритмов управления СПП, которые могут преследовать различные цели в зависимости от назначения ПУ, в основном - улучшение качества выходного напряжения преобразователя. Для достижения этой цели часто используется управление с широтно-импульсной модуляцией (ШИМ), повышение числа уровней выходного напряжения - многоуровневые пеобразо-ватели, а также комбинация этих приемов - ШИМ-управление в многоуровневых схемах. Чем выше частота ШИМ, тем лучше гармонический состав, однако увеличение частоты переключения СПП влечет за собой рост мощности потерь, поэтому поиск способов управления СПП, оптимизирующих как потери, так и вид выходного напряжения, важен для конструирования ПУ в целом.

Цели и задачи исследований.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи: проанализировать современное состояние отечественных и зарубежных разработок в области мощных полностью управляемых СПП и преобразователей на их основе и выполнить сравнительный анализ технических характеристик СПП; разработать общую методику расчета мощности потерь в СПП мощных преобразователей; оценить потери в СПП мостового преобразователя напряжения, управляемого по алгоритму ШИМ; определить критерии выбора снабберных цепей для полностью управляемых СПП мощных преобразователей и разработать математическую модель для расчета снабберной ЯС-цепи полностью управляемого СПП. Оценить влияние параметров снабберной ЯС-цепи на динамические потери полностью управляемых СПП; оценить требуемые запасы по току и напряжению полностью управляемых СПП для обеспечения надежной работы мощных преобразователей; сформулировать требования к объему исходных данных для создания мощных ПУ и основные критерии выбора полностью управляемых СПП для этих ПУ. Разработать алгоритм выбора СПП; исследовать особенности обеспечения теплового режима мощных ПУ контейнерного типа; разработать алгоритмы формирования выходного напряжения, целесообразные с точки зрения снижения потерь в СПП для преобразователей по схеме автономного инвертора напряжения (АИН); оценить и сравнить тепловыделения в СПП АИН, выполненного по двухуровневой и трехуровневой схемам при алгоритмах управления, обеспечивающих близкий гармонический состав выходного напряжения АИН обоих типов.

Методы исследования.

При проведении сравнительного анализа характеристик СПП, оценочных расчетов и разработки алгоритма выбора СПП применялись аналитические ме-4 тоды и методы интегрального исчисления.

При разработке математической модели расчета снабберной RC-цепи использовался классический метод расчета линейных электрических цепей и программный пакет MatLab 7.0.

При разработке алгоритмов формирования выходного напряжения АИН использовались методы численного моделирования для решения трансцендентных уравнений. Исследование АИН совместно с системой его питания осуществлялось на математической модели, реализованной в приложении Simulink программного пакета MatLab 7.0.

Научная новизна.

- разработана обобщенная инженерная методика расчета мощности потерь в полностью управляемых СПП;

- разработана математическая модель расчета снабберной RC-цепи полностью управляемого СПП с учетом паразитных индуктивностей;

- разработаны рекомендации по выбору полностью управляемых СПП для мощных преобразователей;

- предложен и защищен патентом оригинальный принцип охлаждения ПУ контейнерного типа;

- разработаны алгоритмы формирования выходного напряжения однофазного АИН по принципу селективного исключения гармоник, обеспечи

• вающие независимость формы выходного напряжения от характера нагрузки;

Практическая ценность результатов работы.

1. Инженерный подход к определению допустимых режимов работы СПИ позволил разработать обобщенную методику расчета мощности потерь полностью управляемых СПП, которая используется при создании ПУ.

3. Разработанная математическая модель расчета снабберной ЯС-цепи при индуктивном характере нагрузки преобразователя позволяет при заданных параметрах процесса выключения СПП построить переходный процесс установления напряжения на нем с учетом паразитных индуктивно-стей и оценить эффективность демпфирования.

На защиту выносятся:

1. Обоснование перспективности использования полностью управляемых СПП в мощных преобразователях.

3. Разработанная математическая модель для расчета снабберной ЯС-цепи полностью управляемых СПП и результаты моделирования.

4. Разработанные рекомендации по выбору полностью управляемых СПП для мощных преобразователей.

Апробация работы.

Основные результаты работы докладывались и обсуждались на:

- Первой научно-технической конференции молодых специалистов электроэнергетики РАО ЕЭС (г. Москва, 2000 г.);

- VI Международном Симпозиуме «Электротехника 2010» (г. Москва, 2001г.);

- Международной научно-практической конференции «Теоретические и практические проблемы развития электроэнергетики России» (г. Санкт-Петербург, СПбТУ, 2002 г.);

- Второй научно-технической конференции молодых специалистов электроэнергетики РАО ЕЭС (г. Москва, 2003 г.);

- VII Международном Симпозиуме «Электротехника 2010» (г. Москва, 2003 г.);

- Международной конференции IEEE Power Tech'2005 (г. Санкт-Петербург, 2005 г.);

- Международной специализированной выставке "Электрические сети России - 2005» (г. Москва, 2005 г.).

Публикации.

По теме диссертации опубликовано 11 печатных работ. Получен 1 патент на изобретение «Преобразовательная установка контейнерного типа» RU№2207746 от 27.06.2003.

В первой главе проведен обзор современного состояния разработок мощных полностью управляемых СПП и анализ их максимальных параметров, достигнутых зарубежными и отечественными фирмами-изготовителями. Дан анализ современного состояния российских разработок в области мощных СПП и преобразователей на их основе. Отмечено, что на сегодняшний день для использования в электроэнергетике наиболее перспективны следующие типы управляемых СПП - биполярный транзистор с изолированным затвором IGBT (Insulated Gate Bipolar Transistor), запираемый тиристор GTO (Gate Turn-off Thyristor) и запираемый тиристор с жесткой коммутацией и интегрированным драйвером IGCT (Integrated Gate-commutated Thyristor). Рассмотрены особенности конструкции и функционирования этих типов СПП. Сделан сравнительный анализ технических характеристик полностью управляемых СПП транзисторного и тиристорного типа по данным фирм-изготовителей. Проведен анализ мирового опыта применения IGBT, IGCT и GTO в мощных преобразователях для «гибких» передач переменного тока, включая преобразователи для ППТ и ВПТ, преобразователях для электропривода, электрифицированного транспорта и промышленного назначения. Сформулированы основные задачи исследования.

Во второй главе предложена общая методика расчета мощности потерь в СПП для произвольной формы импульса тока, приведены выражения для определения предельной частоты коммутации СПП как функции от коэффициента заполнения импульса при заданных начальных условиях. Рассмотрено влияние диодов обратного тока на динамические характеристики полностью управляемых СПП в преобразователях напряжения. В рамках общей методики расчета мощности потерь в СПП приведены выражения для расчета мощности потерь в СПП преобразователей напряжения, управляемых по алгоритму ШИМ. Построены зависимости потерь проводимости и динамических потерь от факторов нагрузки и частоты коммутации. Проведено теоретическое исследование снаб-берной RC-цепи, разработана математическая модель ее расчета для полностью управляемого СПП при индуктивной нагрузке. Приведены формы напряжения на СПП с RC-цепью, полученные с помощью разработанной программы при варьировании расчетных параметров. Рассмотрено влияние параметров RCцепи на динамические потери полностью управляемого СПП. Проведена оценка запасов по коммутируемому току и напряжению полностью управляемых СПП, необходимых для обеспечения надежной работы мощных преобразователей. Сформулированы требования объему исходных данных для создания мощных преобразователей и основные критерии выбора для них полностью управляемых СПП. На основании проведенных аналитических исследований предложен алгоритм выбора СПП.

В третьей главе рассматриваются способы охлаждения мощных преобразователей, их эксплутационные достоинства и недостатки, а также проблемы использования охлаждающих жидкостей для ПУ наружной установки. Предлагается оригинальный принцип охлаждения ПУ контейнерного типа, при котором охлаждение силовых модулей происходит за счет циркуляции охлаждающего воздуха в замкнутом объеме вдоль стенок несущей конструкции. Приводится методика расчета температурного режима ПУ контейнерного типа в которой ПУ рассматривается как тело в форме прямоугольного параллелепипеда с внутренними источниками тепла, расположенное в неограниченной среде. Предложенный способ охлаждения реализован в выпрямительных управляемых установках для плавки гололеда (ВУПГ) на проводах ЛЭП, разработки ОАО «НИИПТ». В главе описано устройство ВУПГ 14/1 ООО и построены ее тепловые характеристики.

В четвертой главе предлагаются алгоритмы управления однофазным АИН, выполненным по классической мостовой двухуровневой схеме и трехуровневой схеме с нулевой точкой и диодной фиксацией. Алгоритмы направлены на минимизацию потерь мощности в СПП и одновременно улучшение гармонического состава выходного напряжения АИН, что достигается применением метода селективного исключения гармоник. Рассматриваются формы сигналов, получаемые на выходе АИН каждой конфигурации с активно-индуктивной скомпенсированной нагрузкой при однократном и трехкратном включении-выключении СПП АИН за период. Показано, что трехуровневая схема позволяет добиться лучшего гармонического состава при том же количестве переключений за период. Разработана математическая модель АИН совместно с системой питания, реализующая генератор низких частот мощностью 500 кВт для геофизических исследований, макет которого собран на испытательном стенде ОАО «НИИПТ». Рассмотрено два варианта преобразователя: с АИН по двухуровневой схеме и с АИН по трехуровневой схеме. Для управления двухуровневым АИН использовался алгоритм трехкратного переключения СПП, а трехуровневым АИН - однократного переключения, что дает близкий гармонический состав выходного напряжения преобразователя. По результатам моделирования рассчитаны мощности потерь в СПП обоих вариантов АИН и проведено их сравнение.

Заключение диссертация на тему "Критерии выбора силовых полупроводниковых приборов и пути обеспечения их работоспособности в мощных преобразователях как элементах энергосистем"

Основные результаты опубликованы в следующих работах:

4. Гуревич М.К., Козлова М.А., Шершнев Ю.А. Выбор ЮВТ для преобразовательных устройств. Известия НИИ Постоянного тока, №58, ОАО «НИИПТ», 2001.

7. Балыбердин Л.Л., Гуревич М.К., Козлова М.А., Шершнев Ю.А. Управляемые установки для плавки гололеда на проводах ЛЭП. Новые технологии в энергетике. РАО «ЕЭС России», М., 2002.

8. Ерохин А.Н., Козлова М.А., Лобанов А.В. Опыт построения высоковольтных инверторов напряжения на полностью управляемых приборах для нужд электроэнергетики. Сборник докладов 2-ой научно-технической конференции молодых специалистов электроэнергетики, Москва, 2003.

10. Патент RU№2207746. Преобразовательная установка контейнерного типа./ JI.JI. Балыбердин, М.К. Гуревич, М.А. Козлова, Ю.А. Шершнев - Опубл. в бюл. №18 от 27.06.2003.

11.Гуревич М.К., Козлова М.А., Шершнев Ю.А. Перспективы применения запираемых силовых полупроводниковых приборов в электроэнергетике. - Электротехника, №10,2004.

12. Baliberdin L.L., Kozlova М.А., Shershnev Y.A. Model Group of Controlled Installation for Melting Ice on Transmission Line Conductors. IEEE Power Tech'2005, SPb, 2005.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Библиография Козлова, Мария Анатольевна, диссертация по теме Электростанции и электроэнергетические системы

1. A.C. СССР № 136453. Опубл. В БИ №5, 1961. Компенсатор реактивной мощности// А.В.Поссе.

2. A.C. СССР №1588239. Н 02 М 1/08. Устройство для запирания п последовательно соединенных запираемых тиристоров/ JI.JT. Балыбердин, М.К.Гуревич, В.Я.Меньшиков, Ю.А.Шершнев.

3. Абрамович М.И., Бабайлов В.М., Либер В.Е. и др. Диоды и тиристоры в преобразовательных установках. М.: Энергоатомиздат, 1992, 432с.

4. Асина С.С., Беккерман Д.Ю., Кондрашов Е.И. Технология изготовления мощных кремниевых резисторов на основе комбинации диффузии платины и электронного облучения.// Труды VII симпозиума "Электротехника 2010", том IV, Москва, май 2003, с.34-36.

5. Балыбердин Л.Л., Гуревич М.К., Шершнев Ю.А. Экспериментальное исследование характеристик силовых запираемых тиристоров для создания высоковольтных вентилей// Сборник научн.трудов НИИПТ. 1992. С.24-34.

6. Баракаев В.Ф., Маслов A.A., Нечаев О.П., Федотов А.И. Силовая схема блока БВПМ-700/120 . Электротехническое оборудование для вставки постоянного тока. Сборник научных трудов, ВЭИ, М.:, Энергоатомиздат, 1986г.

7. Баракаев Х.Ф. и др. Система управления вентильного плеча блока БВПМ-700/120// Электротехническое оборудование для вставки постоянного тока. Сборник научн. трудов ВЭИ/ Под ред. И.М. Бортника и В.П. Кулакова. М.: Энергоатомиздат. 1986. С. 38-42.

8. Беркович Е.И., Ковалев В.Н., Ковалев Ф.И. и др. Полупроводниковые выпрямители. 2-е изд., перераб., М.: Энергия, 1978.

9. Булатов О.Г., Гуния Р.Г., Одынь С.В. Физико-математическая модель переходного процесса обратного восстановления силовых диффузионных диодов и тиристоров./Электротехника, №11, 1993, с.27-34.

10. ГБурман А.П., Розанов Ю.К., Шакарян Ю.Г. Перспективы применения в ЕЭС России гибких (управляемых) систем электропередачи переменного тока. Электротехника, №8, 2004, с. 30-36.

11. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей. М.:Физматгиз, 1963.

12. Воронин П.А. Силовые полупроводниковые ключи: семейства, характеристики, применение. -М.: Издательский дом Додека-ХХ1, 2001.

13. Грехов И.В. Современные полупроводниковые приборы для преобразователей малой и средней мощности./ Известия академии наук. Энергетика. №5, 1993г.

14. Гуревич М.К., Ерохин А.Н., Шершнев Ю.А. Высоковольтный запираемый вентиль// Труды VII симпозиума "Электротехника 2010", том IV, Москва, май 2003,стр.112-116.

15. Данцев О.Н., Громов В.И. ЗАО «Группа-Кремний»: развитая собственная материальная база гарантия технологической и экономической независимости предприятия. Электротехника, 2005, №8, с.29-32.

16. Дульнев Г.Н., Тарновский H.H. Тепловые режимы электронной аппаратуры. «Энергия». Ленинградское отделение. 1971.

17. Дьяков А.Ф., Засыпкин A.C., Левченко И.И. Предотвращение и ликвидация гололедных аварий в электрических сетях энергосистем.- Пятигорск: изд-во РП «Южэнерготехнадзор», 2000.

18. Забродин Ю.С. Промышленная электроника: Учебник для вузов. М.: Высш. школа, 1982.

19. ЗАО «Электротекс», Каталог продукции, 2005г.

20. Интернет-сайт ОАО «Ангстрем» www.angstrem.ru

21. Ковалев В.Д., Евсеев Ю.А., Сурма A.M. Элементная база силовой полупроводниковой электроники в России. Состояние и перспективы развития./ Электротехника, №8,2005. с.3-23.

22. Кормышев В.В., Эпштейн Л.Д. Температурный режим тиристоров мощного преобразователя с принудительным масляным охлаждением.// Электротехническая промышленность. Серия преобразовательная техника. Выпуск 1, 1975. С.10-13.

23. Кумалов Ю. Инверторы напряжения со ступенчатой модуляцией и активная фильтрация высших гармоник./ Новости электротехники, №6, 2005.

24. Ласка Б. Развитие тяговых преобразователей на транзисторах IGBT./ Железные дороги мира, №11, 2003.

25. Либов И.Е. Высоковольтные полупроводниковые выпрямители с масляным охлаждением.// Электротехническая промышленность. Серия преобразовательная техника. Выпуск 1, 1973. С. 10-12.

26. Малахов А.П. Высокочастотные электродинамические вибросейсмоисточ-ники.//«Электротехника», 2003, №9, с.58-61.

27. Министерство промышленности, науки и технологий РФ о результатах конкурсов на выполнение НИОКР на 2002 год по ФУП «Национальная технологическая база» на 2002-2006 гг. www.gostorgi.ru/2002/108/108-061.htm

28. Модуль Hitachi IGBT. Указания по использованию. Hitachi Works, май 1998.

29. Новые силовые полупроводниковые приборы для тягового электроснабжения./ Железные дороги мира, №1, 2000.

30. ОАО «Электровыпрямитель». Полупроводниковые приборы силовой электроники. Краткий каталог, 2004г., с. 1-18.

31. Поссе А.В Схемы и режимы электропередач постоянного тока. "Энергия", Лен.отд., 1973.

32. Применение регулируемого электропривода в электроэнергетике. Информационные материалы Второго международного научно-технического семинара. Москва, октябрь, 2001.

33. Проблемы регулируемого электропривода для электроэнергетики. Информационные материалы Международного научно-технического семинара. Москва, октябрь, 1999.

34. Рабинерсон A.A., Ашкинази Г.А. Режимы нагрузки силовых полупроводниковых приборов.- М., «Энергия», 1976. 296с.

35. Результаты ознакомления с имеющимися научно-техническими разработками ведущих НИИ и ВУЗов в области силовой электроники и изучения готовности электропромышленности к их реализации. Техническая записка. Отчет НИИПТ, 2005г., арх.№ 34-КТ.

36. Руденко B.C., Сенько В.И., Чиженко И.М. Основы преобразовательной техники: Учебник для вузов. 2-е изд., перераб. и доп. - М.: Высш. школа, 1980.

37. Сайт ЗАО «Контур» www.kontur.cbx.ru

38. Сандлер A.C., Гусяцкий Ю.М. Тиристорные инверторы с широтно-импульсной модуляцией для управления асинхронными двигателями. М., «Энергия», 1968.

39. Семенов Б.Ю. Силовая электроника для любителей и профессионалов. Изд-во «СОЛОН-Р», Москва, 2001г.

40. Силовые полупроводники в сфере регулирования электроэнергии./ Разработано «Instock.RU» Москва 2004 Размещение «Компания Инсток» на сайте www.instock.ru

41. Сурма A.M., Ванникова М.А., Губарев В.Н. и др. ЕСТ новый полупроводниковый быстродействующий ключ высокой мощности в сравнении с IGBT и IGCT// Сб. докл. V симпозиума «Электротехника». М., 1999. Т2. С.248.

42. Указания по применению IGBT и MOSFET. Semikron, 2004. ww w. semikron .com

43. Чаплыгин E.E., Калугин Н.Г. Влияние снабберов на работу инверторов напряжения с широтно-импульсной модуляцией. Электричество, №1, 2003, с.42-50.

44. Чебовский О.Г., Моисеев Л.Г., Недошивин Р.П. Силовые полупроводниковые приборы: Справочник 2-е изд., перераб. и доп. -М.:Энергоатомиздат,1985. - 400с.,ил.

45. Шершнев Ю.А. Применение запираемых тиристоров в высоковольтных вентилях и силовых цепях преобразователей. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. Ленинград, 1991.

46. Akira Nabae, Isao Takahashi, Hirofumi. A New Neutral-Point-Clamped PWM Inverter// IEEE Transactions on Industrial Applications, Vol. IA-17, No.5, September/October, 1981.

47. Bareghamyan G.V., Melkonyan A.N. Choosing Parameters of the Snubber with Partial Recuperation of the Commutation Energy for PWM Converters. Труды конференции ЕРЕ-РЕМС 2004.

48. Barnes M.J., Blackmore E.W., Wait G.D., Lemire-Elmore J., Rablah В., Leyh G., Nguyen M., Pappas C. Analysis of High Power IGBT Short Circuit Failures. SLAC-PUB-11025, February 2005. www.slac.standford.edu

49. Bernet S. Recent Developments of High Power Converters for Industry and Traction Applications. IEEE Transactions on Power Electronics, 2000,14p.

50. Bijlenga Bo, Gribaum Rolf, Johansson Thomas. SVC Light a powerful tool for power quality improvement. ABB Review 6/1998.

51. Calculation of major IGBT operating parameters. Infineon Technologies. ANIP9931E. August 1999. www.infineon.com

52. Dachler P., Wiley В., Strittmatter M., Suter E., Frisch J. Containerized static frequency converter for back-to-back coupling of two MV power grids.// ABB Review, 2/96.C.25-31.

53. Ekanayake J.B., Jekins N. A three-level Advanced Static VAr Compensator./ IEEE Transactions on Power Delivery, Vol. 11, No.l, January 1996.

54. Feature and application of gate turn-off thyristors. Application manual. Mitsubishi high power semiconductors. Augest 1998.

55. Gate turn-off thyristors. Gate-commutated thyristors. Fast recovery diodes. ABB SEMICONDUCTORS AG. Data Sheets. 1997.

56. Grangen M., Dutil A., Dery A., Baillargeon P., Blais A., Horwill C., Davidson C. Using power electronics at hydro-Quebec to secure strategic lines during ice storms, CIGRE 2006.

57. Gunnar Asplund, Kjell Eriksson, Kjell Svensson. DC Transmission based on Voltage Source Converters./ CIGRE SC 14 Colloquium in South Africa 1997.

58. Gurevich M.K., Shershnev Y.A. Analog Protection as a Way of Voltage Source Converter Reliability Increasing. EPE-PEMC 2004, 2-4 September, Riga, Latvia.

59. Gurevich M.K., Shershnev Y.A. High Voltage Turn-off Valves. Design principles. Труды конференции EPE-PEMC 2004.

60. Hiromichi Ohashi. Snubber Circuit for High-Power gate Turn-Off Thyristors./ IEEE Transactions on Industry Applications, Vol.IA-19, No.4, July/August,1983. pp. 655-664.

61. Hiromichi Tai, Makoto Takeda, Toshiaki Matsumoto. Switching Loss Evaluation of Active Gate Controlled IGBT. EPE-PEMC 2004, Riga, Latvia.

62. Laprade Alain, Randall Ron H. Numerical Method for Evaluating IGBT Losses./ Fairchild Semiconductor. Application Note 7520, January 2000.

63. Li Yuxin, Huang Alex, Motto Kevin. Experimental and Numerical Study of the Emitter Turn-Off Thyristor (ETO). IEEE TRANSACTIONS ON POWER ELECTRONICS, VOL. 15, NO. 3, MAY 2000.

64. Marquardt R., Lesnicar A. New Concept for High Voltage Modular Multilevel Converter. PESC 2004 Conference in Aachen, Germany.

65. Mitsubishi Semiconductors Power Modules. Mitsubishi Electric, 1998.

66. Nagel A., Bernet S., Bruckner T., Steimer P.K. Characterization of IGCTs for Series Connected Operation/ IEEE IAS Annual Meeting, Rome, October 2000.

67. Nando Kaminski, Thomas Stiasny. Failure Rates of IGCTs Due to Cosmic Rays. Application Note 5SYA 2046-01. ABB Switzerland Ltd, Semiconductors. July 2005.

68. Nando Kaminski. Failure Rates of HiPak Modules Due to Cosmic Rays. Application Note 5SYA 2042-02. ABB Switzerland Ltd, Semiconductors. November 2004.

69. Powerful static frequency converters for transalpine rail routes. ABB Review 5/1995.

70. Setz Thomas, Matthias Luscher. Applying IGCTs. ABB Application Note. Doc. No. 5SYA2032-02, February 2006.

71. Sheng K., Finneg S.J., Williams B.W., He X.N., Qian Z.M. IGBT Switching losses./ IPEMC, Proseedings, Hangzhou, China, Nov.3-6, 1997.

72. Shockley W., Hooper W.W., Queisser H.J., Schran W. Mobile electric charges on insulating oxides with application to oxide covered P-N-junctions.-Surface, Sience, 1964, vol.2.

73. StakPak IGBT Press-packs: A new Packaging Concept for High Power Electronics./ ABB. Doc.№ 5SYA2041-01, April 2004. www.abb.com/semiconductors

74. Stefan Linder. Power Semiconductors at the center of a silent revolution. ABB Review, №4,2003, p.p. 27-31.

75. Thomas Sets, Matthias Luscher. Applying IGCTs. Application note 5SYA2032-02, Februare 2006.

76. Zhang Y., Sobhani S., Chokhawala R. Snubber Considerations for IGBT Applications. IPEMC,1994. pp.261-269.

77. ОБОЗНАЧЕНИЯ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ГСВТ, ЮСТ И ДИОДОВ Основные параметры ЮВТ1. Электрические параметры

78. Обозначение Термин Определение, условие измерения

79. Максимально допустимые параметры

80. Vdc Постоянное напряжение/ Permanent DC voltage Максимальное длительное постоянное напряжение при установленном уровне отказов, обусловленном воздействием космической радиации.

81. Vges или VGE Напряжение затвор-эмиттер/ Peak gate-emitter voltage Максимальное напряжение 3-Э Параметр: заданная температура корпуса Тс

82. Plot Суммарная мощность рассеянья/ Total power dissipation Максимальная рассеиваемая мощность внутри всего силового модуля РюгЧ^пих'ТсУКчЫс

83. Vcn(sat) Напряжение насыщения коллектор-эмиттер/ Collector-emitter saturation voltage Падение напряжения на включенном ЮВТ при определенном токе коллектора Параметры: УСЕ, 1с, Т;=25°С и 125°С

84. Vto Пороговое напряжение/ Threshold voltage Значение напряжения в открытом состоянии, определяемое точкой пересечения линии прямолинейной аппроксимации характеристики открытого состояния с осью напряжения. Параметр: Т;

85. Гт Динамическое сопротивление/ Slope resistance Значение сопротивления, определяемое по наклону линии прямолинейной аппроксимации характеристики открытого состояния. Параметр: Т.

86. Ices Ток утечки коллектор-эмиттер/ Collector cut-off current Ток утечки между К и Э при закороченной цепи 3-Э (УаЕ=0) и

87. Iges Ток утечки затвор-эмиттер/ Gate leakage current Ток утечки между 3 и Э при закороченной цепи К-Э (Усе=0) и максимальном напряжении УСЕ

88. Eoff Энергия выключения/ Turn-off energy Определяется потерями мощности при активном времени выключения ton= td(off)+ tf, а также потерями на ток «хвоста» до момента, когда 1с упадет до 1% тока нагрузки.

89. Isc Ток короткого замыкания/ Short circuit current Параметры: цепь измерения, напряжение питания К-Э Vcc, Ic, Rq, Vce, длительность импульса тока tpsc1. Неэлектрические параметры

90. Обозначение Термин Определение, условие измерения1. Тепловые параметры

91. Rlhjc Тепловое сопротивление переход-корпус/ Thermal resistance junction to case Характеризует статическое распространение тепла внутри модуля. Зависит от размеров кристалла и конструкции модуля.

92. Tj Температура перехода/ Junction temperature

93. Ts,g Температура хранения/ Storage temperature

94. Основные параметры GTO, IGCT1. Электрические параметры

95. Обозначение Термин Определение, условие измерения

96. Максимально допустимые параметры

97. Itavm Максимально допустимый средний ток в открытом состоянии/ Max. average on-state current Определяется для полусинусоидальной формы тока при заданной температуре корпуса Тс, Tj=125°C

98. Itrms Максимально допустимый действующий ток в открытом состоянии/ Max. RMS on-state current Определяется для полусинусоидалыюй формы тока при заданной температуре корпуса Тс, Tj=125°C

99. Itgqm Максимально допустимый управляемый запираемый ток/ Max. controllable turn-off current Максимальный анодный ток, который можно повторно запирать отрицательным током затвора Параметры: Cs, Ls, diGQ/dt, Vdm=Vdrm

100. Vdc Постоянное напряжение/ Permanent DC voltage Максимальное длительное постоянное напряжение при установленном уровне отказов, обусловленном воздействием космической радиации.1. Рабочие параметры

101. Vrrm Повторяющееся импульсное обратное напряжение/ Repetitive peak reverse voltage Наибольшее мгновенное значение обратного напряжения СПП, включая все повторяющиеся, но исключая все неповторяющиеся напряжения.

102. Idrm Повторяющийся импульсный ток в закрытом состоянии/ Repetitive peak off-state current Ток в закрытом состоянии, обусловленный У№М Параметры: УСК^2В, Тли

103. И Irrm Повторяющийся импульсный обратный ток/ Repetitive peak reverse current Обратный ток, обусловленный УЛям Параметры: Т;м, ¿ск=ов

104. Eon Энергия включения/Turn-on energy Определяется как временной интеграл от мощности за время включения. Параметры: Cs, Rs, di0/dt, di/dt, VD, 1т, Igm, Tj

105. Eoff Энергия выключения/ Turn-off energy Определяется как временной интеграл от мощности за время выключения. Параметры: Cs, Ls, Rs, diG0/dt, VDM, VD, ITGo, Tj

106. Vgt Отпирающее напряжение затвора/ Gate trigger voltage Параметры: Tj

107. Igt Отпирающий ток затвора/ Gate trigger current Параметры: Tj

108. Vgrm Повторяющееся максимальное обратное напряжение затвора/ Repetitive peak reverse voltage Параметры: Tj

109. Igrm Повторяющийся максимальный обратный ток затвора/ Repetitive peak reverse current Параметры: Tj VGrm1. Основные параметры диодов1. Электрические параметры

110. Обозначение Термин Определение, условие измерения

111. Максимально допустимые параметры

112. If Постоянный прямой ток/ DC forward current Параметр: заданная температура корпуса Тс

113. Ifm Повторяющийся импульсный прямой ток / Repetitive peak forward current Параметры: длительность импульса 1р, температура корпуса Тс

114. Ifsm Ударный неповторяющийся прямой ток/ Surge current Параметры: длительность импульса 1р, температура корпуса Тс и отношение длительности импульса к паузе1. Рабочие параметры

115. VF Прямое падение напряжения/ Forward voltage Параметры: 1Р, Т;=25°С и 125°С

116. VTO Пороговое напряжение/Threshold voltage Значение напряжения в открытом состоянии, определяемое точкой пересечения линии прямолинейной аппроксимации характеристики открытого состояния с осью напряжения. Параметр: Т;

117. Гт Динамическое сопротивление/ Slope resistance Значение сопротивления, определяемое по наклону линии прямолинейной аппроксимации характеристики открытого состояния. Параметр: Т)

118. Irm Максимальный ток обратного восстановления/ Peak reverse recovery current Параметры: 1Р, с!1Р/с11, Rs, С3

119. F ^rec Энергия обратного восстановления/ Reverse recovery energy Параметры: обратное напряжение Ук, ё^/ск,

120. ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА ПРЕДЕЛЬНОЙ ЧАСТОТЫ1. КОММУТАЦИИ СПП1.ЮВТ типа58Ж13Н250011у-с=8,2-10-3 °С/Вт; ^ь,/(=1,5-10-3 °С/Вт; Та=25 °С; Т.М=125 °С1спп, А испп) В Еоы 5 Дж ЕОРР , Дж 1шах(У), ГЦ

121. ГССТ типа 5БНУ 35Ь4510 /г.ь,с=8,5-10"3 °С/Вт; Ям=З-Ю-3 °С/Вт; Та=25 °С; Т.м=125 °С1сшь А Псшь В Еоы , Дж ЕОРР , Дж их(у), Гц

122. Р,0,м=Ю93 Вт Р(о(м=2740 Вт

123. ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА ПРЕВЫШЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ ПЕРЕХОДА СПП В КОНЦЕ ИМПУЛЬСА МОЩНОСТИ НАД СРЕДНЕЙ ОТ1. ЧАСТОТЫ КОММУТАЦИИ

124. Задано: Средняя мощность потерь РАу=2 кВт; температура окружающей среды Та=25 °С.

125. Для ГССТ типа 58Ж13Н2500 %с=8,2-10"3 °С/Вт; ^=1,5-10"3 °С/Вт; ^=25.10° °С/Вт; Т)Ау=Та+ РАУ- ^=94,4 °С.

126. ПРОГРАММА В MATLAB 7.0 РАСЧЕТА НАПРЯЖЕНИЯ НА СПП В ПРОЦЕССЕ ВЫКЛЮЧЕНИЯ С RC-СНАББЕРОМ1. Начало') %

127. АДАНИЕ ИСХОДНЫХ ДАННЫМ 5Входное постоянное напряжение Е=1700;1. Запираемый ток Iato=600;1. Паразитнке индуктивности1.l=2.5e-6;1.2=0.5е-6;i-,Параметры снаббера1. Rs=10;1. Cs=0.5е-б;

128. Начальное значение тока "хвоста" 1ГО=60;

129. Время спада анодного тока tf=1е-6;

130. Постоянная времени "хвоста" tr=0.Зе-б;1. Еремя окончания расчетаte=2e-5;

131. РАСЧЕТ ИСХОДНЫХ ПАРАМЕТРОВ

132. Круговая частота резонансных колебаний контура wO=sqrt(1/((Lsl+Ls2)*Cs)); % Ко э ффи ци е н т з а т у:-; а ни я b=Rs/(2* (LS1+LS2));-'Частота свободны/, колебаний контура w=sqrt(wOA2-bA2);

133. SКорни характеристического уравнения al=-b+sqrt(bA2-wOA2); a2 = -b-sqrt(bA2-wOA2) ; iРасчетное время спада анодного тока To=tf/sqrt(1-Iro/Iato);

134. ЧСумкарная паразитная индуктивность контура L=Lsl+Ls2;

135. Время начала периода проводимости диода обратного токаt3=tf+(E-Iato*tf)(3*Cs))*Cs/lato-Rs*Cs1. SBtlEOF РАСЧЕТНЫХ ФОРМУЛ

136. Задание начального значения условного параметра tl2=-l;

137. Определение условия расчета for t=0:tf/l00000:tf;

138. Eal=(2.*Ls2.*t+(t.A3) ./(3.*cs)) .*IatO./(tf.A2)+RS.*Iato.*(t.A2) ./(tf .A2) ; if Eal>=Eif Eal<(E+l) tl2=t endendendг ПОСТРОЕНИЕ ФОРМЫ АНОДНОГО НАПРЯЖЕНИЯ ДЛЯ УСЛОВИЯ ЕдКЕ if tl2<0

139. SПостроение первого участка анодного напряжения kl=10; чП!аг расчетаt=0:tf/kl:tf;1.l = IatO.* (1-t.*2./(To.A2)) ;

140. Eal=(2.*Ls2.*t+(t.A3) ./(3.*Cs)).*Iato./(To.A2)+Rs.*IatO.*(t.A2) ./(To.A2); hold onsubplot(211),plot(t,Eal) zoom on grid on

141. Мощность и энергия потерь Pl=Ial.*Eal; hold onsubplot(212),plot(t,PI) zoom on grid on1. Eoffl=trapz(PI)*tf/kl;

142. Построение второго участка анодного напрятенияk2=20; *Шаг расчетаt=tf:(t3-tf)/k2:t3;1.2=Iro. *ехр( l-t+tf) ./tr) ;;

143. Ea2=Iato*tf/(3*Cs)+Iato.*(t-tf)/Cs+Rs*Iato;hold onsubplot(211),plot(t,Ea2)

144. Мощность ri энергия потерь1. P2=Ia2.*Ea2;hold onsubplot(212),plot(t,P2) Eoff2=trapz(P2)*(t3-tf)/k2;

145. Построение третьего участка анодного напряжения1. U0=-Iato*Rs;k3=1000; «Шаг расчетаt=t3:(te-t3)/кЗ:te;

146. ЧМощность и энергия потерь1. P3=Ia3.*ЕаЗ;subplot(212),plot(t,РЗ); Eoff3=trapz(P3)*(te-t3) /кЗ;

147. Построение линии, сосд-шлицой участки 1 и 2 t=tf

148. Eal=(2.*Ls2.*t+(t.A3) ./ (3 . *Cs)).*Iato./(To.A2)+Rs.*Iato.*(t."2)./(To.A2); Ea2=Iato*tf/(3*Cs)+Iato.*(t-tf)/Cs+Rs*Iato; Pal=Iro.*Eal; Pa2=Iro.*Ea2;subplot (211),line(tf tf., [Eal Ea2]) hold onsubplot (212),line(tf tf.,[Pal Pa2]) zoom ongrid on

149. ПОСТРОЕНИЕ COFHLi АНОДНОГО НАПРЯЖЕНИЯ ДЛЯ УСЛОВИЯ Eal>E else-Построение первого участка анодного напряжения kl=10; '¿Шаг расчета t=0:tl2/kl:tl2;

150. Построение второго участка анодного напряжения ЧЗадание начальных условий ф ^Напряжение на Cs в момент t = t12

151. Al=(I12-Cs*dU*a2)/(al-a2)*Cs. ;

152. А2=(-I12+Cs*dU*al)/(al-a2) *Cs. ;k2=1000; %Шаг расчета t=tl2:(tf-tl2)/k2:tf;1. Ток снабберaisl2=Cs*Al*al.*exp(al.*(t-tl2)) +Cs*A2*a2.*exp(a2.*(t-tl2)); %Напряжение на Cs

153. Ucs=E+Lsl*Ial2/tf+A1.*exp(al.*(t-tl2))+A2.*exp (a2.* (t-tl2));1. Напряжоние на Ls2

154. U12=Ls2*Cs*Al*alA2.*exp(al.*(t-tl2))+Ls2*Cs*A2*a2A2.*exp(a2.*(t-tl2)) ; гАнодное напряжение

155. Eal2=Ucs+U12+Rs.*isl2; hold on subplot(211),plot(t,Eal2) ^Мощность и энергия потерь Ia2=Iato.*(l-t.A2./(To.A2))• P2=Ia2.*Eal2; hold onsubplot (212),plot(t,P2) Eoff2=trapz(P2)*(tf-tl2)/k2;3Построение линии, соединяющей участки 1 и 2 t=tl2;

156. Мощность и энергия потерь РЗ=1аЗ.*ЕаЗ; subplot(212),plot(t,P3) zoom on grid on

157. Eoff3=trapz(P3)*(te-tf)/кЗ;

158. Энергия потерь на выключениеend1. Eoff=Eoff1+Eoff2+Eoff3

159. Расчет дополнительных потерь энергии на включение %tr=le-6; i-Еремя нарастания тока (спада напряжения) tau=Rs*Cs; ^Постоянная времени RC-цепи a=-l/tau; k=10 0;t=0:tr/k:tr;is = -(Cs*E/tr).* (exp(a.*t)-1); %ток снабЬераia=Iato.*t/tr; %ток ключа

160. Uab=E.*(l-t./tr); ?напряжение на клюис

161. Ps=Uab.*is; ?мощность потерь от тока енабоера

162. Pa=Uab.*ia; г.мс.щость потерь от соОстненно тока ключа1. Es=trapz(Ps)*tr/k1. Ea=trapz(Pa)*tr/k1. Коней')

163. ПРОГРАММЫ В MATLAB 7.0 ДЛЯ РАСЧЕТА ТРАНСЦЕНДЕНТНЫХ1. УРАВНЕНИЙ

164. M= al a2 a3. V= [xl x2 x3]endend end end end end end end end1. Коней')

Похожие работы

Энергетика
05.14.00