Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Обзор существующих устройств компенсации реактивной мощности и регулирования напряжения (СКРМ и РН), применяемых в электроэнергетических системах 12
1.1. Общая классификация СКРМ и РН 12
1.2. Традиционные устройства компенсации реактивной мощности и регулирования напряжения 15
1.3. СКРМ и РН на основе новых технологий FACTS(CTATKOM5 ОРПМ, УИН, КАРМ, ВПТ) 20
1.4. Выбор схемы СТАТКОМ и типа высоковольтного запираемого вентиля 29
1.5. Требования к системе управления СТАТКОМ для электроэнергетических систем 31
1.6. Обзор существующих решений по алгоритмам управления СТАТКОМ 36
Глава 2. Алгоритмы управления СТАТКОМ. 41
2.1. Разработка основных алгоритмов управления СТАТКОМ 41
2.2. Разработка алгоритмов широтно-импульсной модуляции 55
2.3. Разработка алгоритмов уменьшения числа коммутаций вентилей 70
2.4. Выводы 80
Глава 3. Исследование работы СТАТКОМ с разработанной системой управления в электроэнергетической системе в нормальных и аварийных режимах 82
3.1. Цифровая модель «Узел» 82
3.2. Исследование работы СТАТКОМ в электроэнергетической системе 87
3.3. Выводы 96
Глава 4. Исследование влияния параметров алгоритма управления СТАТКОМ на гармонический состав напряжения . 98
4.1. Спектральный анализ выходного напряжения преобразователя и напряжения в точке подключения СТАТКОМ 99
4.2. Исследование зависимости гармонического состава напряжения преобразователя от частоты коммутации. Выбор частоты коммутации 104
4.3. Исследование зависимости гармонического состава напряжения ПН от используемого алгоритма управления преобразователем и коэффициента модуляции 108
4.4. Исследование зависимости гармонического состава напряжения ПН от ширины блокируемых «коротких импульсов управления» ПО
4.5. Исследование зависимости уровня генерируемых гармоник напряжения в точке подключения СТАТКОМ в условиях симметричной и несимметричной сети 111
4.6. Выводы 113
Глава 5. Исследование влияния параметров алгоритма управления СТАТКОМ на потери в вентилях преобразователя 115
5.1. Тепловая модель IGBT модуля 5SNR 20Н2500 117
5.2. Исследование зависимости мощности потерь и температуры кристаллов IGBT от коэффициента модуляции км 130
5.3. Исследование зависимости мощности потерь и температуры кристаллов IGBT модулей от кратности частоты коммутации вентилей 134
5.4. Исследование зависимости мощности потерь и температуры кристаллов от коэффициента деления коммутаций kd для алгоритма распределения коммутаций 137
5.5. Исследование зависимости мощности потерь и температуры кристаллов от коэффициента модуляции км для несимметричной сети 140
5.6. Исследование зависимости мощности потерь и температуры кристаллов от режима работы преобразователя. Перегрузочная способность преобразователя 141
5.7. Выводы 146
Основные результаты работы 149
Список использованных источников 152
- Традиционные устройства компенсации реактивной мощности и регулирования напряжения
- Разработка алгоритмов широтно-импульсной модуляции
- Исследование зависимости гармонического состава напряжения преобразователя от частоты коммутации. Выбор частоты коммутации
- Исследование зависимости мощности потерь и температуры кристаллов IGBT от коэффициента модуляции км
Введение к работе
Актуальность
Научно-технический прогресс в области систем передачи электроэнергии развивается в направлении повышения их управляемости, устойчивости и надежности при обеспечении высокого качества энергоснабжения потребителей. Наиболее оптимально и комплексно указанные цели могут быть достигнуты путем применения технологии гибких (управляемых) линий электропередачи переменного тока (FACTS), содержащих современные многофункциональные устройства и, в частности, устройства регулирования реактивной мощности - СТАТКОМ. СТАТКОМ представляет собой управляемое статическое устройство, выполненное по схеме преобразователя напряжения (ПН), включенное в электрическую сеть параллельно. На базе СТАТКОМ могут быть реализованы другие устройства FACTS: вставка постоянного тока (ВПТ), управляемая продольная компенсация (УПК), объединенный регулятор потоков мощности (ОРПМ), компенсаторы активно- реактивной мощности (КАРМ).
Вопросу разработки алгоритмов управления СТАТКОМ посвящено много работ отечественных и зарубежных авторов: Казачков Ю.А., Иванов А.В., Климов В.И., Крутяков Е.А., Левин В.Н., Зиновьев Г.С., Попов В. И., Кобзев А.В., N.G. Hingorani, A. Nabae, I. Takahashi, Н. Akagi и других авторов. Между тем, в опубликованных работах указанных авторов не раскрыты все аспекты функционирования преобразователя напряжения, подключенного к электроэнергетической сети по схеме СТАТКОМ. Алгоритмы управления таким преобразователем должны, с одной стороны, обеспечивать высокие показатели качества работы преобразователя в установившихся режимах (низкие потери, удовлетворяющий требованиям ГОСТ гармонический состав напряжения), а, с другой стороны, обеспечивать работоспособность и высокое быстродействие СТАТКОМ в аварийных и послеаварийных режимах сети. Кроме того, актуальной является задача разработки алгоритмов симметрирования напряжения в электрической сети средствами СТАТКОМ.
Целью работы является разработка и исследование алгоритмов системы управления СТАТКОМ, предназначенного для поддержания напряжения на подстанциях электроэнергетических систем в нормальных, аварийных и послеаварийных режимах сети и симметрирования напряжения в точке подключения. Алгоритмы системы управления должны обеспечивать СТАТКОМ соответствие предъявляемым к нему со стороны электроэнергетических систем требованиям по быстродействию, уровню высших гармоник тока, генерируемых в электрическую сеть, и уровню потерь в собственном оборудовании СТАТКОМ.
Достижение цели предполагает решение следующих основных задач:
- разработка алгоритмов независимого регулирования активной и реактивной мощности и алгоритмов симметрирования сетевого напряжения средствами СТАТКОМ;
- разработка алгоритмов быстродействующего управления преобразователем напряжения;
- разработка алгоритмов управления для уменьшения потерь в преобразователе напряжения СТАТКОМ;
разработка цифровой модели преобразователя напряжения, подключенного к сети по схеме СТАТКОМ, и модели системы управления для исследования разработанных алгоритмов управления СТАТКОМ в электроэнергетических системах;
- исследование работы СТАТКОМ в нормальных, аварийных и послеаварийных режимах электроэнергетической системы;
- исследование влияния основных параметров алгоритма управления СТАТКОМ на гармонический состав напряжения и на уровень электрических потерь в преобразователе напряжения.
Методы исследования
При решении поставленных задач использованы методы теории электрических цепей, линейной алгебры, элементы дифференциального и интегрального исчисления, методы математического моделирования.
Научная новизна основных результатов диссертационной работы состоит в следующем:
- разработан алгоритм быстродействующего управления СТАТКОМ, выполненного на базе преобразователя напряжения нового типа;
- разработаны алгоритмы снижения потерь в вентилях преобразователя;
- разработан алгоритм симметрирования напряжения в точке подключения средствами СТАТКОМ;
- разработана цифровая модель «Узел», включающая модель электрической сети и модель СТАТКОМ, для исследования работы СТАТКОМ. Разработана цифровая модель «Тепло» системы IGBT-модуль/охладитель для расчета потерь в вентилях и тепловых процессов протекающих в них;
- проведены исследования работы СТАТКОМ с разработанной системой управления в нормальных и аварийных режимах электроэнергетической системы, которые подтвердили эффективность СТАТКОМ при регулировании и симметрировании напряжения в точке подключения, а так же показали высокое быстродействие СТАТКОМ, достаточное для устойчивой работы СТАТКОМ в аварийных режимах сети;
- разработана методика расчета тепловых процессов в вентилях преобразователя с определением пиковых значений температур кристаллов полупроводниковых приборов.
- проведена оптимизация параметров алгоритмов системы управления СТАТКОМ с целью получения баланса между качеством гармонического состава генерируемого в сеть тока и уровнем потерь в преобразователе.
Конкретное личное участие автора в получении результатов, изложенных в диссертации.
Основные результаты диссертационной работы получены лично автором.
Достоверность полученных результатов подтверждается:
использованием классических положений теоретической электротехники и математики;
- корректностью выполнения теоретических построений;
- сравнением результатов с экспериментальными данными. Практическая значимость основных результатов диссертационной работы.
Разработанные алгоритмы управления преобразователем напряжения используются в системе управления преобразователем напряжения в составе быстродействующих компенсаторов реактивной мощности типа СТАТКОМ 50Мвар, 15,75кВ, а так же могут использоваться для управления и другими-устройствами FACTS.
Материалы отдельных глав использовались в научно-исследовательских работах, проводимых по договорам ВНИИЭ с ОАО «ФСК ЕЭС»: «Разработка ТЗ на СТАТКОМ мощностью 50 Мвар напряжением 15,75 кВ и основные виды его силового оборудования. Разработка, изготовление и испытание узлов силовой части СТАТКОМ. Разработка технических решений на устройства силового оборудования.», «Разработка, изготовление и испытание макетов СУРЗА. Разработка технических решений на узлы микропроцессорной системы управления(СУРЗА). Разработка рабочей документации на силовое оборудование СТАТКОМ.»
Разработанная цифровая модель преобразователя напряжения может найти применение при проектировании устройств FACTS на базе преобразователя напряжения для выбора и уточнения параметров основного оборудования, при отладке алгоритмов управления и защитных комплексов, а также при настройке их параметров и уставок в процессе пусконаладочных работ СТАТКОМ в электроэнергетических системах.
Разработанная методика расчета тепловых процессов и потерь в вентилях преобразователя позволяет определять параметры системы охлаждения для них.
Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на:
- конференция молодых специалистов электроэнергетики РАО ЕЭС (г. Москва, 2003 г.);
всероссийской конференции по итогам конкурса молодых специалистов организаций НПК ОАО РАО «ЕЭС России» (с. Дивноморское, 2005 г.);
- конференция «Разработки молодых специалистов в области электроэнергетики 2008» (г. Москва сентябрь 2008).
Публикации. По теме диссертации опубликовано 7 печатных работ.
Традиционные устройства компенсации реактивной мощности и регулирования напряжения
В настоящее время основными средствами компенсации реактивной мощности в электросетях 110 -750 кВ России являются: нерегулируемые масляные шунтирующие реакторы (ШР) напряжением НО, 500, 750 кВ и мощностью трех фаз соответственно 100, 180, 330 Мвар. ШР, как правило, устанавливается на линиях электропередачи (ЛЭП) и выполняет несколько функций: компенсация зарядной мощности незагруженных ЛЭП, снижение коммутационных перенапряжений в линиях и гашение дуги в паузе ОАПВ; - синхронные компенсаторы (СК) мощностью 50,100,160 Мвар, подключаемые к третичным обмоткам автотрансформаторов 220, 330 и 500 кВ подстанций (ПС). Значительное количество находящихся в эксплуатации СК выработали свой ресурс и требуют замены. Кроме того, СК имеют ограниченный до 40% диапазон на потребление реактивной мощности, который бывает недостаточен в ряде случаев; - Конденсаторные батареи ПО кВ 50 Мвар, имеющиеся в ряде энергосистем в распределительных сетях 110 кВ отдельных потребителей. При переменном суточном или недельном графике нагрузки возникает необходимость их частых коммутаций выключателями, что снижает надежность установки из-за ограниченного ресурса выключателей.
Управляемые шунтирующие реакторы.
Нерегулируемые ШР, решая поставленные перед ними задачи, во многих случаях оказывают неблагоприятное влияние на пропускную способность линий электропередачи. А также приводят к повышенным потерям активной мощности в сетях. Это обусловлено в значительной степени невозможностью их частой коммутации из-за низкой эксплуатационной надежности реакторных выключателей и их недостаточного коммутационного ресурса и проявляется в наибольшей степени в протяженных линиях электропередачи, не имеющих достаточно сильных подпоров напряжения вдоль трассы. Наиболее ярко это проявилось в схеме ВЛ 1150 кВ Экибастуз - Кокчетав-Кустанай, пропускная способность которой из-за использования в качестве устройств компенсации реактивной мощности шунтирующих реакторов составила лишь около 40% натуральной мощности [12]. Вышеуказанные недостатки ШР явились стимулом для постановки исследований по созданию управляемых шунтирующих реакторов.
За рубежом имеется небольшой опыт применения, так называемых, трансреакторов (УТРТ) - трансформатор с увеличенным индуктивным сопротивлением рассеяния (Хк — 1,0 о.е.) с тиристорами во вторичной обмотке. В России так же ведутся работы по разработке и внедрению трансреакторов с тиристорным управлением (Г.Н. Александров [13-15]), и управляемых ШР с подмагничиванием постоянным током УШРП (A.M. Брянцев [16-19], Л.А. Мастрюков) [58]).
Устройство продольной компенсации.
Одним из традиционных устройств повышения пропускной способности линий электропередачи, известным с конца 40-х годов, является устройство продольной емкостной компенсации (УПК). Последовательный конденсатор уменьшает общее реактивное сопротивление линии электропередачи и таким образом делает линию электрически короче. Включения в линию электропередачи УПК обеспечивает: - повышение пропускной способности электропередачи; - улучшение уровня напряжения системы; - снижения потерь в электропередаче за счёт оптимизации распределения активной мощности между параллельными линиями; - снижение стоимости передачи электроэнергии за счёт сокращения количества параллельных линий и степени параллельной компенсации.
Последовательная компенсация улучшает регулирование напряжения и баланс реактивной мощности, поскольку при её использовании имеет место увеличение генерации реактивной мощности по мере увеличения передаваемой мощности, являясь саморегулирующим устройством компенсации реактивной мощности.
Самым простым и распространенным устройством продольной компенсации является последовательно включённая в ЛЭП емкость (стандартный УПК). В ходе усовершенствования конструкции этого устройства в направлении увеличения его управляемости было сделано несколько модификаций. Первая модификация - это устройство УПК с механически подключаемыми и отключаемыми секциями конденсаторных батарей, осуществляющих ступенчатое управление. Следующая модификация - устройство УПК с тиристорным подключением и отключением секций батарей. Управление таким устройством осуществлялось более быстро, но также ступенчато. Последней модификацией является УПК с тиристорным управлением. Такое устройство позволяет плавно регулировать реактивное сопротивление ЛЭП в достаточно широких пределах. Основные преимущества, которые дает установка подобного устройства: - непрерывное поддержание заданной степени компенсации; - плавное управление перетоками мощности в сети; - демпфирование колебаний с частотой (0,5 - 2) Гц. Статический тиристорный компенсатор.
Статические тиристорные компенсаторы (СТК) могут регулировать как потребляемую реактивную мощность, так и при наличии в составе конденсаторной части регулировать генерируемую реактивную мощность. СТК применяются для: - стабилизации напряжения на шинах ПС; - уменьшения потерь при передаче электроэнергии; - увеличения пропускной способности ЛЭП.
Разработка алгоритмов широтно-импульсной модуляции
Для управления вентилями преобразователя, работающего в режиме квази источника тока, автором был разработан новый алгоритм широтно-импульсной модуляции «алгоритм ШИМ по приращениям тока». Моменты коммутаций вентилей в данном алгоритме ШИМ рассчитываются исходя из условия равенства приращений реального и опорного фазного тока ПН на половине периода коммутации [60,72].
На рис 2.10 изображена эквивалентная схема подключенного к сети преобразователя напряжения. UA, UB, UC - фазные напряжения сети в точке подсоединения ПН без нулевой последовательности; Xs - реактанс линии; L - индуктивность фазных реакторов ПН; X,Y,Z - напряжения на выходе ПН относительно средней точки конденсаторной батареи (КБ); N- средняя точка КБ.
Выведем общие формулы для приращений фазных токов преобразователя на ограниченном интервале времени.
Для схемы, изображенной на рис 2.10, можно записать следующее равенства: UA(t)+UB(t)+Uc(t)=0, (2.37) Ш+Ш+Ш=0, (2.38) UA(t) + Uu(t)-X = pN UB(t) + ULB{t)-Y = (pN , Uc(t) + ULC(t)-Z = pN (2.39) где UA(t),UB(t),Uc(t) - мгновенные значения фазных напряжений сети в точке присоединения преобразователя; ULA(t),ULB(t),ULc(t) - мгновенные значения напряжений на фазных реакторах преобразователя; X,Y,Z -напряжения на выходе преобразователя; (pN - мгновенное значение потенциала точки N относительно нулевой точки звезды сетевого напряжения.
Правые части уравнений представляют собой сумму интегралов от синусоидального напряжения сети и напряжения ступенчатой формы, которое представляет собой напряжение на выходе преобразователя. Непрерывная часть суммы зависит от состояния сети в точке подключения преобразователя, а ступенчатая определяется динамикой переключения ключей структуры ПН. Алгоритм ШИМ для 2-х уровневого преобразователя напряжения Алгоритмы токовой широтно-импульсной модуляции для 2-х уровневого преобразователя рассматриваются здесь в качестве вводной информации. Эти алгоритмы просты и их рассмотрение полезно для понимания более сложного алгоритма ШИМ для 3-х уровневой схемы.
В данном алгоритме коммутации вентилей ПН осуществляются следующим образом: в течение половины периода коммутации выходы преобразователя (точки x,y,z) поочередно подключаются к положительному полюсу КБ, а в следующие полпериода коммутации - к отрицательному полюсу По характеру происходящих в вентилях коммутациях, период коммутации делится на такт «включения» и такт «выключения». Под тактом понимается время, численно равное половине периода коммутации г=Т/2, для которого алгоритмом ШИМ рассчитываются моменты переключений вентилей ПН для всех трех фаз. Расчет для каждого такта производится независимо от расчета предыдущих и последующих тактов. Тактом включения условно назван такт, на котором выводы преобразователя подключаются к положительному полюсу КБ. Тактом выключения условно назван такт, на котором выводы преобразователя подключаются к отрицательному полюсу КБ. На такте включения происходит перенос тока из вентилей нижнего плеча преобразователя (VT2,VT4,VT6 на рис. 2.11) в вентили верхнего mie4a(VTl,VT3,VT5 на рис. 2.11). На такте выключения перенос тока осуществляется в противоположную сторону. КБ (рис 2.12).
В уравнении из системы (2.41) для фазы А интеграл за такт от ступенчатой функции равен: /+г 2X-Y-Z)dt = (2X0-Y0-Z0)-r + (2AX-AY-AZ)-r-2AXx+AYy+AZz , (2.43) где t - момент времени начала текущего такта; т - длительность такта; X0,Y0,Z0 - значения напряжений выхода преобразователя X,Y,Z на момент начала такта; AX,AY,AZ - приращения напряжений выхода ПН за такт; tx,ty,tz- времена моментов переключений в фазах относительно момента начала такта.
При расчете делается допущение о постоянстве напряжения КБ на протяжении всего такта. Значения X0=Y0=Z0 и AX=AY=AZ=±Ud. Знак приращений AX,AY,AZ определяется типом такта.
Исследование зависимости гармонического состава напряжения преобразователя от частоты коммутации. Выбор частоты коммутации
Амплитуды гармоник с кратностями 5 и 7 слабо зависит от частоты коммутации вентилей. Однако для кратности частоты коммутации вентилей kf =21 (fK= 1050Гц) уже с И гармоники амплитуда составляющих начинает сильно возрастать ( 2%) и достигает максимума на 19 гармонике. Для кратности kf =27 (ґк=1350Гц) подъем в спектре начинается на 17 гармонике. Максимум спектра для данной частоты коммутации находится на 25 гармонике. Для кратности частоты коммутации 33 (ґк=1650Гц) и 39 (ґк-1950Гц) значения амплитуд гармонических составляющих продолжают оставаться в пределах 2% вплоть до 19 гармоники включительно.
Максимумы в спектрах для них находятся в областях частот коммутации, т.е. в областях 33 и 39 гармоник соответственно. С точки зрения качества гармонического состава напряжения ПН более высокая частота коммутации предпочтительна.
Частота коммутации является ключевым параметром эффективности ПН, который непосредственно определяет: - потери в ПН (капитализированные затраты в эксплуатации); - мощность фильтров (начальная капитализация).
Оптимальный выбор частоты коммутации определяется минимизацией полных затрат на весь период эксплуатации оборудования. Кроме того частота коммутации влияет на эффективность работы оборудования ПН из-за: - повышенные требования к фазным реакторам и конденсаторам КБ; - снижение надежности вентильного оборудования из-за повышенных динамических воздействий;
Количественные оценки влияния частоты коммутации на эффективность всех перечисленных факторов достаточно сложная задача, решение которой выходит за рамки данной диссертационной работы.
Для выбора частоты коммутации остановимся на следующих критериях: - показатели несинусоидальности напряжения в точке общего присоединения должны удовлетворять требованиям ГОСТ; - уровень потерь в транзисторах не должен превышать предельные тепловые возможности полупроводниковых приборов.
Как было показано, при более высокой частоте коммутации первый максимум в спектре напряжения отодвигается в область частот с большей кратностью. Это позволит в дальнейшем использовать более легкий фильтр для подавления высших гармоник в точке подключения преобразователя к сети. Однако увеличение частоты коммутации ограничивается допустимым уровнем потерь в вентилях ПН.
Потери в вентилях делятся на два типа: потери открытого состояния и коммутационные потери. Потери открытого состояния вентилей зависят только от уровня мощности ПН (от амплитуды фазных токов), не зависят от знака мощности (генерация/потребление) и составляют для номинального фазного тока и усредненных параметров открытого состояния транзисторов 725-775 Вт для полюсного вентиля, и 1150 Вт для фазного вентиля. Энергоемкость одного коммутационного цикла (включение + выключение) на амплитуде тока в режиме генерации около 480 Вт, в режиме потребления 360 Вт. В режимах с номинальным током суммарные потери в транзисторе не должны превышать 2 кВт (из расчета что суммарные потери в преобразователе не должны превышать 1% от его номинальной мощности) для предельной температуры воздуха +40С. Это означает, что число коммутаций в полюсном вентиле в статическом режиме генерации не должно превышать 5-ти в пересчете на коммутацию амплитудного значения тока. Форма тока для такого режима приведена на рис.3.7.
Для алгоритма симметричных скважностей количество коммутаций на максимуме тока сильно зависит от коэффициента модуляции. На частоте ґк=1950Гц требуемое количество коммутаций (5) получить невозможно. На частоте & =1650 Гц 5 коммутаций на максимуме тока можно получить при км 1,05 а для частоты fK =1350Гц - при км 1,02. Минимальное количество коммутаций на максимуме тока имеет место при частоте коммутации fK=l 050Гц.
При использовании алгоритма распределения коммутаций количество коммутаций зависит от коэффициента модуляции в значительно меньшей степени. При увеличении км 1,01 количество коммутаций уже не изменяется. Однако наименьшее число коммутаций на максимуме тока остается тем же: для fk =1950 Гц - 7 коммутаций ; для fk =1650 Гц - 5 коммутаций; для fk =1350 Гц - 5 коммутаций; для fk =1050 Гц - 3 коммутации.
Поставленному требованию обеспечить не более 5 коммутаций полюсного вентиля на максимуме тока удовлетворяют частоты: 1650Гц, 1350Гц, 1050Гц.
Наилучшим гармоническим составом (для рассматриваемого ряда частот коммутации 1650, 1350, 1050 Гц) обладает напряжение ПН при частоте коммутации fk =1650Гц. Частота коммутации fk =1350 Гц не дает уменьшение числа коммутаций по сравнению с fk =1650Гц, однако гармонический состав напряжения ПН при ней хуже. Частота fk =1050Гц позволяет достичь наименьшего количества коммутации на максимуме тока, но напряжение ПН при этой частоте коммутации обладает наихудшим гармоническим составом. Таким образом, частоту коммутации вентилей для разрабатываемого преобразователя напряжения целесообразно выбрать равной fk =1650Гц (кратность частоты коммутации kf =33). Дальнейшие расчеты проведены для этой частоты.
Исследование зависимости мощности потерь и температуры кристаллов IGBT от коэффициента модуляции км
Энергия на коммутацию выделяется в диоде только при выключении прибора, кроме того, коммутационные потери в диодах невелики сравнительно с потерями открытого состояния. Поэтому потери в диодах слабо зависят от коэффициента модуляции. Среди диодов различных групп вентилей наибольшие потери выделяются в диоде фазного вентиля, который коммутируется всего один раз за период. Фазный диод находится в проводящем состоянии четверть периода основной частоты. Не смотря на это, пиковая температура кристаллов диодных чипов полюсных вентилей больше чем температура диодов фазного вентиля. Это объясняется обменом тепловой энергией между IGBT и диодными чипами одного модуля. Потери в транзисторной части полюсного вентиля выше, чем потери в транзисторной части полюсного вентиля и вклад в температуру охладителя соответственно тоже выше.
Во всем диапазоне значений км температура кристалла имеют значительный запас по температуре до критической величины 125С.
Алгоритм распределения коммутаций На рис.5.15 и рис. 5.16 изображены кривые зависимостей мощности потерь в вентилях и температуры кристаллов от коэффициента модуляции для алгоритма распределения коммутаций. Частота коммутации fk=1650 Гц. Напряжение в точке подключения Us=15,75 кВ.
В кривых можно видеть меньшее число ступенек, нежели чем для алгоритма симметричных скважностей. Уровень потерь и температур кристаллов для полюсных и нулевых вентилей ниже. Это связано с тем, что даже при значении коэффициента модуляции меньшем 1 алгоритм исключает значительное количество коммутаций. При значении км =1,005 достигается такой уровень потерь по вентилям, который в случае использования алгоритма симметричных скважностей можно получить только при км =1,05. Потери в кристаллах фазного модуля не зависят от используемого алгоритма ШИМ и коэффициента модуляции.
На рис. 5.17 и 5.18 изображены зависимости мощности потерь и температуры кристаллов от кратности частоты коммутации вентилей для алгоритма распределения коммутации. Коэффициент модуляции для опытов был выбран равным 1,02.
При увеличении частоты коммутации возрастает число коммутаций за период и следовательно возрастают коммутационные потери. Однако на рис. 5.16. видно, что для кратностей частот коммутации 27 и 33 потери в вентилях практически одинаковые. Дело в том, что при использовании алгоритма распределения коммутации и повышения коэффициента модуляции исчезают почти все коммутации кроме «обязательных» (см. главу 2 пункт 3 алгоритм распределения коммутаций). Количество обязательных коммутаций для кратностей частот 27 и 33 одинаково и равно 5-ти.
Потери в фазных вентилях не зависят от частоты коммутации. На рис.5.19 приведена зависимость суммарной мощности потерь во всех вентилях преобразователя за период от кратности частоты коммутации вентилей. Для алгоритма симметричных скважностей кривые мощности потерь и температур кристаллов вентилей будут такими же, как и на рис.5.17, 5.18 при значении kM =1,05.
В разделе 4 главы 3 обсуждался вопрос выбора частоты коммутации вентилей. Теперь можно, приняв во внимание весь вышеизложенный материал, подтвердить правильность сделанного выбора. В главе 4 говорилось о неудовлетворительном качестве кривой напряжения преобразователя получаемой при кратности частоты коммутации kf=21. При выборе между кратностями частот 27 и 33 все аргументы говорят в пользу второго варианта. При худшем гармоническом составе генерируемого напряжения для kf=27 данная частота коммутации не дает уменьшения потерь в вентилях по сравнению с kf=33. Кратность частоты коммутации 39 позволяет улучшить гармонический состав напряжения преобразователя, однако при этом потери в вентилях становятся слишком велики (суммарные потери САТКОМ при данной частоте коммутации PS=485KBT 1,2=582KBT что больше 1% номинальной мощности установки). Гармонический состав напряжения ПН при kf=33 является удовлетворительным, поэтому можно сделать вывод о предпочтительности данной кратности частоты коммутации по сравнению с другими.
