Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Раздельное электропитание структурных магнитов и линз Нуклотрона 14
1.1. Общие принципы выбора параметров элементов системы электропитания и защиты 14
1.2. Схема и основные параметры раздельной системы питания 26
1.3. Схема формирования полевых функций 28
1.4. Обеспечение качества медленного вывода 33
Глава 2. Технический проект системы последовательного питания 38
2.1. Силовая схема последовательного соединения. 41
2.2. Схема формирования полевых функций 46
2.3. Ключи эвакуации энергии. 48
2.4. Размещение устройств системы питания 61
Глава 3. Ввод в эксплуатацию 66
3.1. Методика поэтапного ввода 66
3.2. Система эвакуации энергии 70
3.3. Основной источник питания 82
3.4. Подготовка инфраструктуры, тестирование и монтаж схемы 86
3.5. Ввод системы в эксплуатацию
Глава 4. Проекты систем питания бустера Нуклотрона и медицинского синхротрона 94
4.1. Система питания Бустера 94
4.2. Система питания медицинского синхротрона 102
Заключение 109
Список литературы
- Схема и основные параметры раздельной системы питания
- Схема формирования полевых функций
- Система эвакуации энергии
- Система питания медицинского синхротрона
Схема и основные параметры раздельной системы питания
Требования к источникам электропитания определяются характером нагрузки и параметрами цикла магнитного поля. Оптическая система Нуклотрона основана на элементарной ячейке типа ФОДО и состоит из 96 дипольных магнитов (суммарной индуктивностью около 100 мГн) 64 квадрупольных линз - фокусирующих и дефокусирующих (суммарная индуктивность которых составляет примерно 20 мГн) [17]. Динамический диапазон изменения величины поля дипольных магнитов составляет от 0,03 до 2 Тл, что соответствует изменению тока источника от 82 до 6000 А. Изменение производной поля по времени от 0 до 1 Тл/с соответствует изменению приложенного к цепи дипольных магнитов напряжения от 0 до 300 Вик последовательно включенным линзам от 0 до 60 В. Особенность сверхпроводящей магнитной системы, обмотки которой имеют нулевое активное сопротивление, приводит к тому, что сопротивление нагрузки источников на «столе» поля (производная поля равна нулю) определяется только сопротивлением подводящих кабельных трасс и последовательно включенных ключей эвакуации энергии. Для гибкого управления режимами работы Нуклотрона, необходимого для выполнения физических экспериментов, опорные функции источников электропитания формируются в виде участков линейного во времени изменения поля дипольных магнитов (в том числе и с нулевой производной), сопряженных между собой параболическими участками [18]. При этом поле в дипольных магнитах должно соответствовать требованиям стабильной воспроизводимости с минимальными пульсациям. Тогда как требования к градиентам полей в фокусирующих и дефокусирующих линзах более жесткие: градиент поля должен повторять поле дипольных магнитов, с точностью определяемой допустимым уходом частоты бетатронных колебаний в течение всего цикла изменения поля. В окрестности проектной рабочей точки уход частоты бетатронных колебаний A.Q связан с погрешностью градиента линз соотношением AQ » 8 A.(G / В) [17], где G - градиент линз, а В — поле дипольных магнитов. С учетом некогерентного сдвига частот колебаний при проектном токе пучка, максимальное относительное отклонение тока питания линз от заданного значения (которое формируется на основе измеренного поля дипольных магнитов) не должно превышать 1СГ3. Соответственно, источники электропитания должны обеспечивать прецизионное воспроизведение опорной функции в трех принципиально различных режимах: - стабилизация постоянного тока, при напряжении на нагрузке близком к нулю, - рост или уменьшение тока с постоянной первой производной по времени и напряжении в интервале от нуля до нескольких сотен Вольт, - рост или уменьшение тока с постоянной второй производной.
В общем случае эта задача решается за счет построения в источниках регулятора 3-го порядка [19]. Стандартная процедура проектирования системы питания, состоящая в измерении передаточных функций всех устройств, включенных в цепь регулирования, и выборе параметров регулятора на основе численного моделирования различных режимов работы осложняется рядом факторов. Во-первых, сама нагрузка -сверхпроводящая магнитная система - доступна для изучения только во время сеансов работы ускорителя, и на исследования выделяется минимально возможное время. Во-вторых, схема регулирования должна быть относительно независима от параметров циклозадающей аппаратуры, которая модифицируется в рамках развития системы управления ускорительным комплексом. Для решения этой проблемы, автором данной работы был предложен регулятор 3-го порядка (предварительный выбор параметров которого осуществляется на основе упрощенных аналитических моделей), имеющий возможность гибкой подстройки в ходе сеанса работы ускорителя.
При проектировании системы эвакуации энергии из структурных магнитов Нуклотрона было принято схемотехническое решение, основанное на установке балластного резистора снаружи криостата совместно с коммутирующим устройством, замыкающим цепь группы магнитов на этот резистор в случае срыва сверхпроводимости. Были проведены эксперименты по искусственному переводу сверхпроводящего магнита нуклотронного типа в нормальное состояние и рассеивании накопленной энергии на внешнем резисторе, подключенном к магниту [20]. Полученные экспериментальные данные позволили сделать вывод о том, что для обеспечения эффективной защиты необходимо, чтобы напряжение на одном магните в момент начала эвакуации тока 6кА было 40 В. Это соответствует постоянной времени спада тока -160 мс. Соответственно на всей цепи дипольных магнитов будет напряжение 4 кВ. Во время эвакуации энергии потенциалы различных участков цепи магнитов относительно «земли» не должны превышать ±500 В. При токе эвакуации 6 кА это условие выполняется, если дипольные магниты разбить на 4 одинаковые группы с суммарной индуктивностью примерно 25 мГн каждая [4]. Ток питания каждой группы вводится в криостат силовыми токовводами. Для питания всех линз каждого из двух полуколец, соединенных последовательно, используется две пары силовых токовводов. Ток разбаланса между фокусирующими и дефокусирующими линзами, на максимальном поле не превышающий 200 А, вводится в криостат через менее мощные токовводы.
Схема формирования полевых функций
Несмотря на существенные успехи, достигнутые при развитии существовавшей системы питания, она обладала целым рядом недостатков. Прежде всего, это касалось возможности долговременной стабильной работы при поле дипольных магнитов 2 Тл. А именно такая задача ставилась перед Нуклотроном в рамках проекта создания в ОИЯИ тяжелоинного коллайдера NICA (Nuclotron-based Ion Collider fAcility), активная разработка которого началась в 2005 г [27, 28]. Так, источник 20ТВ мог обеспечить номинальный ток 6000 А (соответствующий полю 2 Тл) в цепи диполей только при среднем токе, не превышающем 3150 А. Работа с длинными столами тока на уровне 6000 А была возможна только при низкой частоте повторения циклов. Еще одним серьезным минусом существовавшей схемы, ограничивающим возможности ее эксплуатации при поле 2 Тл, являлась недостаточная надежность системы эвакуации энергии из сверхпроводящих магнитов и линз в случае возникновения нормальной проводящей зоны. Это выражалось, прежде всего, в невозможности предварительной комплексной проверки и тестирования силовых элементов и электроники устройств системы эвакуации энергии - тиристорных ключей КТ, предназначенных для включения резисторов гашения поля в силовые цепи по внешнему сигналу от системы детектирования нормальной зоны. Особенную озабоченность вызывало расположение силовых полупроводниковых приборов и электроники ключей КТ2 и КТ4 в непосредственной близости к криостату Нуклотрона в зоне серьезных радиационных нагрузок, которые еще более возрастут при достижении проектных величин интенсивности ускоренного пучка для инжекции в коллайдер NICA. Кроме того, в существовавшей схеме (фактически макетном варианте, построенном для запуска Нуклотрона и с тех пор не модернизированном) для эвакуации энергии из сверхпроводящих элементов использовалось 7 устройств КТ (5 КТ в цепи питания дипольных магнитов и 2 КТ в цепи квадрупольных линз). Как показали расчеты, результаты которых приведены в таблице 2.1, в случае срыва сверхпроводимости и одновременном возможном выходе из строя одного из КТ (электрический пробой с последующим закорачиванием одного из параллельно включенных силовых тиристоров ключа КТ) при эвакуации тока 6000 А может возникнуть недопустимый перегрев элементов сверхпроводящей цепи.
В качестве первого этапа реализации проекта NICA, был разработан и в период с 2007 по 2010 гт. реализован проект модернизации Нуклотрона, призванный подготовить все системы ускорителя для работы в составе инжекционной цепочки коллайдера - проект «Нуклотрон-М» [29, 30]. При подготовке проекта «Нуклотрон-М» была предложена концепция модернизации системы электропитания структурных дипольных и квадрупольных магнитов, основанная на принципе общей связи этих структурных элементов кольца Нуклотрона, источников питания 19ТВ и 20ТВ, ключей эвакуации энергии [31]. Принципиальная возможность такого подхода основана на том, что при значениях магнитного поля в диполях и градиента в квадруполях, заданных на этапе проектирования Нуклотрона, номинальные токи их питания отличаются не более чем на ± 10 % в требуемом диапазоне изменения бетатронных частот. Поэтому питание магнитной системы можно осуществить с помощью одного мощного источника (создаваемого на основе реконструированных имеющихся) и маломощных дополнительных источников. При такой схеме достаточно использовать только 6 тиристорных ключей (см. рис. 2.1), при этом нагрев элементов сверхпроводящей цепи при выходе из строя одного из них остается в допустимых пределах (таблица 2.1).
Температура нагрева сверхпроводника обмоток магнитных элементов Нуклотрона при срыве сверхпроводимости и эвакуации энергии при токе 6000 А (по материалу изложенному в [20]).
Раздельное питание магнитов и линз Нуклотрона Последовательное питание линз имагнитов- 19ТВ+20ТВ (6 ключей КТ)
Питание линз -19ТВ (2 ключа КТ) Питание магнитов -20ТВ (5 ключей КТ) Состояние КТ а2 дефект КТ(закоротка КТ с Rr=0,075 Ом) я о тз2 дефект КТ(закоротка КТ с Rr=0,075 Ом) дефект КТ(закоротка КТ с RT=0,15OM) я о432&5 дефект КТ(закоротка КТ с Rr=0,075 Ом) дефект КТ(закоротка КТ с Rr=0,15 Ом) R гп (Ом) (суммарное R гашения поля) 0,150 0,075 0,600 0,525 0,425 0,750 0,675 0,600 L н сумм (мГн) (суммарная индуктивность) 20 100 120 " = (кА/с) (на момент нач. эвак. энергии) 45,0 22,5 36,0 31,5 27,0 37,5 33,7 30,0 Температура (К) (нагрев сверхпроводника) 170 450 170 220 285 170 200 210 2.1. Силовая схема последовательного соединения
Система формирования полевых функций в структурных магнитных элементах Нуклотрона строится на основе опыта разработки этой системы для раздельной схемы питания. Принципиальная схема питания последовательно соединенных структурных магнитных элементов Нуклотрона с ключами эвакуации энергии и источниками формирования полевых функций градиентов фокусирующих и дефокусирующих линз изображена на рис. 2.1. Она выбиралась исходя из следующих соображений. Основной источник тока №1 генерирует ток возбуждения в общую цепь, его минимальные мгновенные пульсации определяются параметрами силового фильтра, состоящего из элементов Др 1,2, Сф, Яд, Сд. Выходное напряжение источника №1 симметрируется относительно потенциала вемли» резисторами Язі и Яз2. Случаи нарушения баланса фиксируются блоком защиты от замыкания на вемлю» БЗЗ с последующими отключениями источника. Благодаря относительно малой индуктивности магнитной системы Нуклотрона (по сравнению с другими типами сверхпроводящих систем), пиковая мощность питания при темпе роста поля 1 Тл/с и максимальном поле не превышает 2,5 МВт.
Наиболее жесткие требования по точности воспроизведения и повторяемости заданной зависимости поля дипольных магнитов от времени от цикла к циклу определяются особенностями синхронизации работы линейного ускорителя - инжектора в Нуклотрон. Для получения максимального тока пучка на его выходе, интервал времени от момента достижения поля 0,01 Тл до достижения поля инжекции (примерно 0,0293 Тл) от цикла к циклу не должен отличаться больше чем на 50 мкс. Эта задача решается за счет выбора параметров силового фильтра и настройки регулятора источника № 1 (схема которого аналогична представленной на рис. 1.9 и описана в предыдущей главе).
Система эвакуации энергии
Для уменьшения этой «шпильки» в схему параллельно R6C включены две цепочки из последовательно соединенных сопротивления Ядоб и конденсатора Сдоб [38]. Сопротивление Ядоб состоит из 3-х соединенных параллельно резисторов величиной 3 Ом типа ПЭВ-7,5. Конденсатор Сдоб - емкость 1 мкФ типа МБГЧ-1000В. Электрически эти цепочки подключены к силовым шинам первой и последней по монтажу сборкам R6C. Схема ключа с цепочками гашения перенапряжений изображена на рис. 3.5.
Следующим шагом по тестирования прототипа было экспериментальное определение коммутационной способности ключа. Критическими параметрами при коммутации тока являются время приложения запирающего напряжения к ТС (Ъп) и величина скорости вывода тока из ТС. Причем эти параметры необходимо знать при работе, как только одной коммутационной цепи, например СКІ-LKIKI, так и обеих цепей одновременно.
Для определения динамических характеристик процесса коммутации применены индукционные датчики производной тока (ДПТ), представляющие собой пояс Роговского без сердечника. ДПТ позволяют оценить время спада тока ТС от номинального до нуля (ten) и скорость его изменения. На рис. 3.5 изображены ДПТ1 и ДПТ2 в местах установки.
В процессе тестирования были внесены изменения в конструкции и места расположения в стойке коммутационных индуктивностей LKI И LK2. Критерием изменений являлся с одной стороны учет собственных индуктивностей конденсаторных батарей и соединительных цепей, с другой - выбор требуемой производной тока и с третьей - электромагнитная совместимость с электронной аппаратурой. Величина суммарной индуктивности каждой коммутационной цепи определена эмпирически и равна 4,2мкГн.
Методика испытаний: конденсаторные батареи Ск1 и Ск2 предварительно заряжались до 250В, источник 19ТВ формировал трапецеидальный ток с максимальным значением 6000А, включение ТК осуществлялось на «столе» тока.
Осциллограммы напряжения датчика производной тока ТК1 (луч 1) и инверсного напряжения анод-катод ТС (луч 2) при коммутации тока 6 кА: а) работе одной коммутационной цепи, б) двух одновременно коммутационных цепей. Анализируя полученные осциллограммы можно определить: 1) минимальное время запирания равное 160мкс при работе одной батареи (рис.3.6, а)), 2) максимальную производную тока при работе двух батарей одновременно (рисЗ.6, б)) di/dt = Imax/tcn = 86 А/мкс. Полученные экспериментальные величины хорошо согласуются с заданными при расчете схемы значениями, изложенными в главе 2.
В процессе создания и испытания электронной аппаратуры схем диагностики и контроля процессов ключа, были проблемы с качественным измерением токов резистора гашения поля. Для контроля состояния КЭЭ необходима информация о мгновенных значениях тока в цепях силовых тиристоров ТС и цепях резисторов гашения поля Rrl-Rx8. Причем измерять токи надо как при медленных процессах рабочего цикла с частотами сигналов от единиц Гц, так и при быстрых аварийных с частотами до сотен кГц. Для снижения влияния индуктивности силовых соединительных цепей была выполнена монтажная схема с подключением шунтов измерительных ШИ1-ШИ4 непосредственно к точкам соединения балластных резисторов Rrl-Rr8 с магистральным шинопроводом [39]. В результат схема электронных узлов измерения тока R6 существенно упростилась.
При определении параметров вывода энергии экспериментально была оценена эффективность вклада диодов цепи гашения поля. Цель включения диодов VD1-VD4 последовательно с резисторами гашения поля это увеличение времени приложения запирающего напряжения к силовым тиристорам ТС за счет исключения разряда емкостных батарей Ск1 и Ск2 через R6 в течение этого интервала. Характер процесса и степень разряда Ск1 и Ск2 через R6 определяются омической и индуктивной составляющими цепей R6. Каждый резистор гашения поля помимо сопротивления равного О,580м имеет и индуктивность - 20мкГн. Взаимное расположение R61-R68, индуктивности соединительных цепей R6, взаимная индуктивность R6 с силовыми магистральными шинопроводами делают теоретический расчет итоговой индуктивности R6 весьма затруднительным. Критерием же оценки необходимости применения диодов является степень изменения времени приложения запирающего напряжения к ТС в схеме с диодами и без диодов. На рисунке 3.7 представлены осциллограммы полного тока R6 и напряжения на цепи R6C с отмеченным значением интервала приложения запирающего напряжения (t3n) при выводе тока 6кА из цепей ТС при наличии диодов VDI-VD4 и при их отсутствии, т.е. закорачивании. Из полученных данных видно, что при коммутации максимального тока ТС исключение диодов цепей балластных резисторов уменьшает t3n всего лишь на 5%. Исключение диодов из силовой схемы упрощает конструкцию и удешевляет устройство в целом.
Система питания медицинского синхротрона
В ОИЯИ разрабатывается проект сверхпроводящего медицинского синхротрона для реализации терапии раковых заболеваний с использованием ускоренных пучков углерода. В основе ускорителя лежат технологии, реализованные в ОИЯИ при сооружении Нуклотрона и проектировании Бустера [2,4]. Сверхпроводящие прямоугольные дипольные магниты, аналогичные магнитам Нуклотрона, адаптированы для оптики медицинского синхротрона и каналов разводки пучков по трем медицинским кабинам. Использование сверхпроводящей технологии позволяет заметно снизить энергопотребление, а также вес магнитной системы синхротрона и каналов транспортировки пучков. Использование сверхпроводящих технологий особенно принципиально при создании гантри для ионов углерода. Первое такое гантри на теплых магнитах медицинского синхротрона НЕВТ (Германия) имеет вес около 600 тонн. В рамках проекта предполагается создать сверхпроводящее гантри с весом около 150 тонн.
Структура FODO выбрана как наиболее предпочтительная с точки зрения ввода, вывода пучка и коррекции замкнутой орбиты в медицинском синхротроне. Магнитная система синхротрона состоит из четырех суперпериодов, каждый из которых включает 8 дипольных магнитов, 4 фокусирующих и 4 дефокусирующих линзы, мультипольные корректоры для компенсации погрешностей основного поля. Максимальное магнитное поле в диполях составляет 1.8 Тл. Характеристики сверхпроводящих дипольных магнитов и квадрупольных линз определили периметр синхротрона (69,6 м) и его структуру.
Ток питания при максимальном поле дипольных магнитов 1,8 Тл составляет 12 кА. Суммарная индуктивность всех элементов 7,3 мГн, требуемый темп роста поля 3,6 Тл/с и запас по регулированию определяют максимальное напряжение основного источника питания, которое составляет 200 В. Форма цикла тока приведена на рис. 4.5.
Рабочие параметры медицинского ускорителя и бустера весьма схожи, поэтому проектирование систем питания также выполняется по одному алгоритму. При построении системы электропитания магнитной системы медицинского синхротрона (рис. 4.6) принято за основу последовательное соединение структурных дипольных магнитов (суммарная индуктивность 7,14 мГн) и квадрупольных (суммарная индуктивность 0,224 мГн) линз [53]. Основной источник системы питания формирует ток (до 12 кА) с заданной скоростью роста поля 3,6 Тл/с. Для гибкой регулировки рабочей точки ускорителя предназначены два дополнительных источника питания существенно меньшей мощности. Один из них позволяет одновременно изменять градиент поля в фокусирующих и дефокусирующих квадрупольных линзах, другой только в дефокусирующих.
Мощный источник питания состоит из параллельно включенных тиристорных выпрямителей, запитанных от высоковольтной сети 6 кВ через распределительное устройство РУ-бкВ. Каждый из источников ИШ,2 является 12-ти фазным выпрямителем с номинальными параметрами 200 В х 6,3 кА, причем фазные напряжения источников сдвинуты относительно друг друга на 15 град. Параллельное соединение источников через уравнительный дроссель УР образует 24-х фазный регулируемый тиристорный выпрямитель с номинальными выходными параметрами 200 В х 12,6 кА, что позволяет получить скорость роста поля 3,6 Тл/с. Пиковая мощность источника равна 2,5 МВт. Фильтровые дроссели ДрФ1,2 совместно с активным фильтром АФ снижают уровень пульсаций тока до требуемой величины. Дополнительный источник тока №2 с выходными параметрами 40 В х 350 А через ключи эвакуации энергии КФД1,2 подключен к цепи последовательно соединенных линз. Аналогично подключается источник тока №3 с выходными параметрами 20 В х 250 А через ключи КД1,2 к цепи дефокусирующих квадрупольных линз.
Для эвакуации запасенной энергии из сверхпроводящих элементов в случае срыва сверхпроводимости применены ключи эвакуации энергии, включенные последовательно в цепь магнитов и линз. Соединенные в две цепи дипольные магниты и квадрупольные линзы через ключи подключены к источнику по симметричной схеме относительно питающего напряжения. Индуктивности групп и величина резисторов гашения выбраны таким образом, чтобы напряжение относительно потенциала "земли" на токовводах при эвакуации энергии не превышало 500 В. Постоянная времени процесса эвакуации энергии из магнита нуклотронного типа равна 160мс. Тогда при индуктивности цепи 7,4мГн суммарное сопротивление гашения должно быть 46мОм. Напряжение на цепи магнитов при выводе тока 12,1кА будет 555 В.
Для эвакуации энергии с требуемыми параметрами достаточно использовать минимальное количество ключей и соответственно токовводов - по 2 элемента. Такое количество ключей и токовводов является привлекательным с экономической точки зрения, поскольку потери криогенной мощности (а значит и расход жидкого гелия) на токовводах и электрической на ключах пропорциональны количеству устройств. С другой стороны, повышаются требования к надежности работы ключей эвакуации - последствия для сверхпроводящих магнитов при потере сверхпроводимости, и в случае не срабатывания одного из двух устройств будут необратимыми.
Для повышения надежности работы ключа эвакуации энергии предложено использовать специальные меры. Одно из решений - в качестве коммутатора Kl (К2) применить два включенных последовательно разнотиповых устройства. Схема с включением комбинации последовательно соединенных полупроводникового (ТК) и электромеханического коммутаторов (ЭМК) тока изображена на рис. 4.7. Резистор гашения поля (Rr) при этом является общим для обоих коммутаторов.
