Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Транзисторные азк как средство повышения эффективности систем электрооборудования ЛА 23
1.1. Транзисторная коммутационно-защитная аппаратура в составе систем электроснабжения летательных аппаратов 23
1.2. Достоинства и недостатки традиционной КЗА 25
1.3. Основные свойства бесконтактной КЗА 35
ГЛАВА 2. Свойства приемников электроэнергии в системах электрооборудования ЛА 47
2.1. Статические свойства приемников электроэнергии 49
2.2. Анализ естественных переходных процессов при управлении приемниками электроэнергии 2.2.1. Переходные процессы низковольтных ПЭ постоянного тока 52
2.2.2. Переходные процессы ПЭ переменного тока 61
2.2.3. Переходные процессы ПЭ в СЭС ПТПН 69
2.3. Анализ вынужденных переходных процессов в приемниках электроэнергии при ограничении тока 69
ГЛАВА 3. Обоснование технических требований к транзисторным АЗК 76
3.1. Принципы формирования ВТХ транзисторных АЗК 76
3.2. Моделирование время-токовых характеристик авиационных проводов и тепловых аппаратов защиты 80
3.3. Обоснование параметров ВТХ транзисторных АЗК постоянного тока 84
3.4. Методика выбора АЗК и проверки правильности их установки в СЭС ЛА 92
3.5. Ключевые и массоэнергетические параметры АЗК 94
3.6. Технические требования к магистральным АЗК з
ГЛАВА 4. Принципы построения транзисторных АЗК постоянного и переменного тока для традиционны ХСЭО 103
4.1. Обеспечение универсальности АЗК к различным нагрузкам 104
4.1.1. Режимы управления RL нагрузками АЗК 1 107
4.1.2. Режимы управления RC нагрузками АЗК
4.2. Обеспечение универсальности АЗК по входу 126
4.3. Обеспечение помехоустойчивости АЗК 127
4.4. Методы миниатюризации АЗК 1 130
4.5. Транзисторные АЗК1 для сетей переменного тока 134
4.6. Принципы построения квадраторов для формирователей ВТХ 137
4.7. Особенности построения интеграторов ФВТХ 138
4.8. Организация вспомогательного питания АЗК 141
Pj 4.9. Функциональная схема АЗК 1 147
ГЛАВА 5. Шинципы построения транзисторных АЗК с непрерывным ограничением переходных токов 153
5.1. Время-токовые характеристики АЗК2, АЗКЗ 153
5.2. Принципы построения АЗК2 с непрерывным ограничением
токов 155
5.2.1. Энергетические соотношения в выходных каскадах АЗК2 156
5.2.2. Конструктивные методы уменьшения тепловой нагрузки СТК 159
5.2.3. Схемотехнические методы разгрузки СТК 167
ГЛАВА 6. Принципы построения транзисторных АЗК с импульсным ограничением переходных токов 181
6.1. Структурные варианты АЗКЗ 182
6.2. Энергетические соотношения в схемах АЗКЗ 187
6.3. Моделирование нестационарных неаварийных режимов 191
ГЛАВА 7. Обеспечение безопасности транзисторных азк при ликвидации коротких замыканий 206
7.1. Необходимость и особенности моделирования современных мощных полупроводниковых приборов 207
7.2. Моделирование мощного полупроводникового диода 211
7.3. Моделирование мощного биполярного транзистора 215
7.4. Моделирование мощного МДП транзистора 218
7.5. Моделирование силовых IGB транзисторов 221
7.6. Тепловые модели мощных МДП и IGB транзисторов 224
7.7. Моделирование полупроводникового ограничителя напряжения..229
7.8. Применение моделей мощных полупроводниковых приборов 232
7.9. Исследование процессов ликвидации коротких замыканий в АЗК
на МДП транзисторах 233
ГЛАВА 8. Оптимальный синтез АЗК 246
8.1. Постановка задачи оптимального синтеза АЗК 246
8.2. Алгоритм оптимального синтеза АЗК 253
8.3. Математическая модель АЗК1 258
8.4. Результаты оптимального синтеза АЗК 262
ГЛАВА 9. Практическая реализация основных результатов работы 279
9.1. Элементная база и конструктивно-технологический уровень реализации транзисторных АЗК 279
9.2. Транзисторные АЗК постоянного тока
9.2.1. Бесконтактные силовые устройства коммутации (БУК) для автономных систем постоянного тока 282
9.2.2. Транзисторные АЗК низковольтных СЭС постоянного тока 284
9.2.3. Транзисторные АЗК для низковольтных однопроводных СЭС постоянного тока 284
9.2.4. Транзисторные АЗК постоянного повышенного напряжения 287
9.2.5. Транзисторные АЗК с широтно-импульсным ограничением переходных токов 289 9.2.6. Дистанционные транзисторные коммутаторы (ДТК) 289
9.3. Комплект полупроводниковых микросхем для электронных аппаратов защиты и коммутации 291
9.3.1. Интегральная микросхема защиты силовых транзисторных ключей 292
9.3.2. ИС формирователя время-токовых характеристик 293
9.4. Универсальные узлы управления и защиты СТК для устройств преобразования электроэнергии 298
9.4.1. Интегральная микросхема драйвера. 299
9.4.2. Схема защиты СТК от коротких замыканий в составе конверторов ИВЭП 302
Общие выводы по работе 306
Библиографический список
- Достоинства и недостатки традиционной КЗА
- Переходные процессы ПЭ переменного тока
- Моделирование время-токовых характеристик авиационных проводов и тепловых аппаратов защиты
- Принципы построения квадраторов для формирователей ВТХ
Введение к работе
Актуальность работы. Возрастающие требования к функциональным возможностям, экономичности и надежности летательных аппаратов диктуют необходимость разработки и внедрения автоматизированных бортовых комплексов, использующих новейшие достижения силовой электроники и микроэлектроники. В области авиационного электрооборудования - это системы- нового типа, основанные на бесконтактном преобразовании и распределении электрической энергии с помощью полупроводниковых ключей.
В составе таких комплексов важное место отводится бесконтактной коммутационно-защитной аппаратуре (КЗА) распределительных систем, осуществляющей дистанционное управление приемниками электроэнергии (ПЭ) и защиту сетей от аварийньж перегрузок по току. Степень технического совершенства этого класса устройств в значительной мере определяет такие параметры системы электроснабжения (СЭС) как качество электропитания в нормальных и аварийньж режимах, полное время реконфигурации систем распределения, контролеспособность и надежность. Основными требованиями к коммутационно-защитной аппаратуре являются высокое быстродействие и надежность при ликвидации аварийньж режимов СЭС, селективность защиты, экономичность, малые остаточные напряжения и токи, высокая удельная мощность, большой ресурс работы, универсальность по отношению к нагрузкам различного характера, стабильность основньж технических параметров.
В традиционных авиационных СЭС функции дистанционной коммутации выполняются электромеханическими контакторами и реле, а функции защиты - контактными тепловыми и электромеханическими аппаратами. К настоящему времени можно считать обоснованным научное положение о том, что наиболее эффективным техническим средством дистанционного управления периферийными ПЭ постоянного тока и одновременно средством защиты их фидеров от токовьж перегрузок являются транзисторные аппараты защиты и коммутации (A3 К), соединяющие в себе полную управляемость с предельно высоким быстродействием.
Внедрение бесконтактной аппаратуры в автоматику автономньж объектов сдерживается их относительно высокой сложностью и сравнительно невысокой удельной мощностью, что объясняется, в частности, относительно малой экономичностью н низкой рабочей температурой полупроводниковых ключей. Поэтому основной проблемой создания полупроводниковых АЗК является обеспечение их высокой удельной мощности, предельной для силовых транзисторных устройств вообще и превосходящей удельную мощность контактной аппаратуры.
Решению вопросов по созданию отечественных транзисторных АЗК посвящены работы Ю.И. Конева, Е.В. Машукова, Г.М. Ульященко, А.В. Гордона, К.В. Костицыной, Ю.Г. Панова,
ВС Ставицкого, Т.И. Емельяновой, ММ Крымко, А.Е. Серафимова, ВВ. Распертова, основные научные положения и выводы которых справедливы и по сей день. Однако бурный прогресс силовых полупроводниковых приборов и микроэлектронных средств открывает дорогу к совершенствованию транзисторньж АЗК как в области технических характеристик, так и по предельным токам. Применение в АЗК силовых МДП транзисторов заставляет пересмотреть некоторые принципы построения АЗК на биполярньж транзисторах и провести ряд дополнительных исследований в развитие теории и методов проектирования этого сравнительно нового класса электротехнических устройств.
В первую очередь это относится к правилам применения АЗК в самолетных СЭС. Необходимо разработать методику выбора типономиналов АЗК и проверки правильности их установки на борт летательного аппарата. Дополнительных исследований с привлечением современных компьютерных программ анализа электронных схем и усовершенствованньж моделей силовых полупроводниковых приборов требуют вопросы обеспечения безопасности силовых МДП ключей в аварийных режимах АЗК.
Требуют решения вопросы защиты силовых транзисторньж ключей от внешних импульсных перенапряжений и от перенапряжений, вызванных коммутацией сетей с распределенными индуктивностями. С применением в качестве силовых ключей МДП и IGB транзисторов необходимо скорректировать методы миниатюризации АЗК, ориентированные в предыдущих исследованиях на биполярные транзисторы. Дальнейшему совершенствованию необходимо подвергнуть разработанные ранее алгоритмы оптимального параметрического синтеза АЗК с учетом нестационарных режимов, определяющих энергетические нагрузки силовых ключей.
Решающий шаг в миниатюризации АЗК нужно сделать в области разработки и внедрения в опытно-промышленное освоение комплекта полупроводниковых микросхем, осуществляющих формирование ВТХ, эффективное управление силовыми транзисторами, защиту АЗК от перегрузок по току, напряжению и температуре. Применение таких ППМС совместно с микросборками силовых МДП транзисторов позволит обеспечить удельные мощности АЗК не хуже, чем у контактной аппаратуры и на уровне мировых достижений.
Применение транзисторньж АЗК взамен контактных устройств в составе авиационных и космических систем распределения этектроэнергии - это одно из современньж средств повышения их эффективности и перспективное направление развития электрооборудования ЛА. о чём свидетельствуют разработки различных зарубежных фирм. Поэтому создание
транзисторньж АЗК и внедрение их на борт летательных аппаратов является актуальной проблемой, имеющей важное народнохозяйственное значение.
Целью настоящей работы является развитие теории и методов проектирования транзисторньж устройств защиты и коммутации, обеспечивающих реализацию бесконтактных авиационных электросистем повышенной эффективности. Исходя из указанной цели, можно сформулировать основные задачи исследований:
- разработка основ применения бесконтактной коммутационно-защитной аппаратуры в
авиационных системах распределения электроэнергии;
разработка принципов построения и методов проектирования аппаратов защиты и коммутации всех необходимых функциональных классов для сетей постоянного и переменного тока на современньж и перспективных МДП и IGB транзисторах;
- разработка математических моделей компонентов, узлов и АЗК в целом для решения задачи их
оптимизации по критерию минимума массы;
разработка обобщенного алгоритма и машинных программ структурно-параметрического синтеза АЗК с учетом основньж нестационарных режимов;
разработка массо-энергетичеких макромоделей АЗК различных классов для решения задач оптимального проектирования авиационных систем электрооборудования;
разработка структурных схем специализированных полупроводниковых узлов защиты и управления АЗК для последующей их реализации в виде комплекта опытно - промышленных ППМС на одном из отечественных предприятий электронной промышленности.
Методы исследования. При решении поставленных задач использованы общепринятые методы теории электрических цепей, математического анализа, численного решения дифференциальньж уравнений, оптимального проектирования технических устройств и систем, апробированные прикладные программы MATLAB и P-Spice. Достоверность основньж научных положений, расчетов и результатов моделирования подтверждена экспериментальными исследованиями на физических моделях и опытных образцах, испытанными на стенде комбинированной СЭС кафедры МАИ «Микроэлектронные электросистемы», а также на испытательных стендах предприятий НИИ АО, АКБ «Якорь», МКБ «Вымпел», ОКБ им. Микояна, НПП «Пульсар» в процессе выполнения соответствующих НИР и ОКР. Научная новизна работы заключается в следующем:
1. Развиты основы теории и методы проектирования транзисторньж аппаратов защиты и коммутации - нового класса электротехнических устройств в системах электрооборудования летательных аппаратов, совмещающих функции дистанционного управления нагрузками с
функциями защиты распределительных сетей и их диагностики, обеспечивающих повышение качества электропитания, сокращение сроков предполетной подготовки и имеющих технические характеристики лучше, чем у контактной аппаратуры.
2. Сформулирована и решена основная проблемы создания АЗК, конкурентоспособных по
массо-энергетическим характеристикам с контактной аппаратурой - обеспечение высокой
удельной мощности в условиях интенсивных нестационарных электротепловых процессов,
возможной работы в аварийных режимах, качественного разнообразия коммутируемых
нагрузок. Показано, что основным путем решения данной проблемы является комплексная
миниатюризация АЗК с применением силовых МДП транзисторов, разработкой
специализированных полупроводниковых микросхем управления и параметрической
оптимизацией массо-энергетических характеристик.
3. Разработаны принципы формирования защитных время-токовых характеристик
транзисторных АЗК, гарантирующие корректное согласование их свойств с перегрузочными
характеристиками защищаемых проводов и свойствами коммутируемых нагрузок.
4. Разработаны принципы построения транзисторных АЗК постоянного и переменного тока на
силовых МДП и IGB транзисторах, реализованные в структурных вариантах АЗК с отсечкой,
непрерывным, а также импульсным ограничением аварийных токов. Дана классификация АЗК
по функциональным и структурным признакам.
Разработаны математические модели силовых полупроводниковых диодов, биполярных, МДП и IGB транзисторов, полупроводниковых ограничителей напряжения, отличающиеся от моделей современных компьютерных программ повышенной точностью описания статических и динамических электротепловых режимов.
Определены условия элсктротепловой безопасности силовых транзисторов АЗК в режиме ликвидации коротких замыканий. Показано, что безопасность транзисторных ключей обеспечивается активным ограничением аварийных токов в сочетании с параметрическим ограничением перенапряжений и сокращением продолжительности ликвидации КЗ до сотен микросекунд.
Разработан обобщенный метод проектирования АЗК в виде алгоритма их оптимального структурно-параметрического синтеза по критерию минимальной массы с учетом нестационарных электрических и тепловых процессов в силовых цепях.
8. Разработаны математические модели основных классов АЗК в виде систем нелинейных
алгебраических и линейных дифференциальных уравнений, описывающих стационарные и
нестационарные электрические и тепловые процессы в силовьж узлах АЗК с учетом влияния рассеиваемой мощности на термозависимые параметры полупроводниковых приборов.
9. Разработаны аналитические макромодели АЗК, связывающие их массу с основными
внешними параметрами и предназначенные для экспертньк оценок и синтеза, систем
распределения электроэнергии. Установлено, что переходные параметры нагрузок, качество
электропитания и температура окружающей среды в меньшей степени влияют на массу АЗК,
вьшолненньж на МДП транзисторах, чем на массу АЗК на биполярньж транзисторах, из-за
меньших потерь в схеме управления, что может быть использовано для уменьшения числа
конструктивных типономиналов.
10. Разработаны принципы построения и определены требуемые технические параметры
комплекта специализированных полупроводниковых микросхем, позволяющих обеспечить
эффективную миниатюризацию несиловьж узлов АЗК и повысить их удельную мощность до
уровня мировых достижений.
Практическая полезность работы заключается в следующем:
Разработана методика выбора транзисторных АЗК и проверки правильности их установки на борт летательного аппарата, которая может быть использована при создании отраслевого стандарта.
Разработаны функциональные схемы АЗК с отсечкой аварийных токов, с непрерывным и с импульсным ограничением переходньж токов, реализующих функции дистанционного управления RL и RC нагрузками, защиту фидеров, амплитудное ограничение токов короткого замыкания, диагностику состояния АЗК, защиту силовьж транзисторов АЗК от электрических и тепловых перегрузок.
Разработаны электрические и тепловые модели силовьж полупроводниковых приборов в виде машинных подпрограмм и методики определения параметров этих моделей по справочным данным приборов.
4. Разработана методика проектирования АЗК, оформленная в виде автоматизированной
программы их оптимального синтеза по критерию минимума массы, выполняющая расчеты
нестационарных аварийных и неаварийньж режимов АЗК на каждом шаге оптимизации.
5. Рассчитаны оптимальные параметры и удельные мощности АЗК постоянного и переменного
тока для традиционных и перспективных автономных СЭС. Дана оценка влияния на массу АЗК
их внешних и внутренних параметров. Установлены абсолютные преимущества АЗК на
силовьж МДП транзисторах перед АЗК на биполярньж транзисторах и перед контактной
аппаратурой постоянного повышенного напряжения. Показано, что с переходом на МДП
транзисторы граница номинальньж токов, определяющая преимущества АЗК перед
низковольтной контактной
аппаратурой, отодвигается с единиц до десятков ампер.
6. Разработаны аппаратурные решения, изготовлены и испытаны опытные образцы
транзисторных АЗК всех функциональньж классов, а именно: универсальньж АЗК1 с отсечкой
аварийньж токов для традиционных авиационных СЭС постоянного напряжения 27В, АЗК2 с
непрерывным ограничением аварийньж и переходных токов для перспективных СЭС
постоянного повышенного напряжения 270В, АЗКЗ с ШИМ-ограничением для подсистем
постоянного напряжения 24В и 60В. Перечисленные устройства внедрены на шести
предприятиях трех отраслей промышленности и доведены до опытно-серийного производства.
Определены состав, функциональные схемы и технические параметры, изготовлены и испытаны лабораторные образцы прототипов специализированных полупроводниковых схем управления и защиты АЗК, а также ИМС универсального драйвера для силовых МДП и IGB транзисторов, внедренных в опытно-промышленное производство НПП «Пульсар» и ОАО НИИ МЭ «Микрон».
Разработанные структурные и схемотехнические решения узлов токовой защиты для АЗК распространены на другие классы транзисторньж устройств преобразования и регулирования электроэнергии и - используются в составе опытно-промышленных образцов инверторов и конверторов ИВЭП, а также в составе импульсных регуляторов электродвигателей.
Реализация и внедрение результатов работы. Основные научные положения диссертации нашли отражение в ряде практических разработок, выполненных на шести предприятиях трех отраслей промышленности. Внедрение результатов диссертации соответствует различным уровням проектирования бесконтактной КЗА для СЭС нового типа: агрегатному уровню разработки транзисторньж АЗК, узловому уровню создания силовых транзисторньж ключей и средств их защиты в устройствах преобразования, регулирования и распределения электроэнергии, а также компонентному уровню разработки специализированных микросхем защиты и управления силовыми транзисторными ключами и АЗК в целом. Разработаны структурные и принципиальные электрические схемы, изготовлены и испытаны опытные образцы транзисторньж АЗК всех функциональньж классов. Научные и практические результаты диссертационной работы легли в основу опытно-промышленного освоения первьж отечественных транзисторньж АЗК на следующих предприятиях:
ГУЛ НІШ «Пульсар» и ОАО «Аэроэлектромаш» при создании универсальных АЗК с отсечкой аварийных токов на силовых биполярньж и МДП транзисторах для традиционных авиационньж СЭС постоянного напряжения 27В;
ОКБ им. Микояна, НИИ АО при разработке транзисторньж АЗК с непрерывным ограничением переходных и аварийных токов для СЭС постоянного повышенного напряжения 270В;
- МГВП «СВЭП» при разработке АЗК с широтно-импульсным ограничением переходных и
аварийных токов для подсистем электроснабжения постоянного напряжения 24В и 60В.
При непосредствкнвом использовании научных и практических результатов диссертационной работы определены состав, функциональные схемы, технические параметры и характеристики ИМС управления и защиты для транзисторными АЗК, а также ИМ С универсального драйвера для силовых ключей на МДП и IGB транзисторах, которые были изготовлены объединением предприятий НПП «Пульсар», МАИ, МИФИ, ОАО НИИМЭ «Микрон».
Полученные в ходе работы над диссертацией теоретические и практические результаты по принципам построения высокоэффективных силовых транзисторньж ключей и методам обеспечения их безопасной работы в аварийных режимах были использованы на предприятиях:
- АКБ «Якорь» при выполнении НИОКР по созданию опытно-промышленных образцов
транзисторньж инверторов, конверторов и преобразователей частоты с широтно-импульсным
регулированием;
- МКБ «Вымпел» при разработке транзисторньж реверсивных импульсных регуляторов
коллекторных электродвигателей, предназначенных для работы в составе электроприводов ЛА,
что позволило повысить удельную мощность и улучшить показатели надежности
проектируемых устройств.
Основные результаты диссертационной работы по принципам построения и методам проектирования транзисторньж АЗК, а также по способам управления и защиты силовых транзисторньж ключей используются в учебном процессе Московского авиационного института (государственного технического университета) на кафедре №306 (Микроэлектронные электросистемы) при изучении дисциплин: «Силовые электронные регуляторы», «Источники вторичного электропитания», «Управление устройствами преобразования электроэнергии», а также при курсовом и дипломном проектировании.
Апробация работы. Основные теоретические положения диссертационной работы обсуждались на областньж, Всесоюзных, Всероссийских и международных научно-технических конференциях и семинарах, в том числе:
1. «Повышение эффективности электромеханических и полупроводниковых преобразователей
электроэнергии», областная НТК,/Владимир, 19867.
2. «Молодыеученые-народному хозяйству», областная НТК,/Владимир, 1987/.
3 «Методы анализа и технические средства испытаний электромеханических систем управления», областная НТК, /Владимир, 1988/.
«Использование1 вычислительной техники и САПР в научно-исследовательских и опытных разработках», областная НТК,/Владимир, 1989/.
«Интеллектуальные электродвигатели и экономия электроэнергии», X Всесоюзная НТК, /Суздаль, 1991/.
«Проблемы преобразовательной техники», V Всесоюзная НТК,/Чернигов, 1991/.
«Устройства и системы энергетической электроники», I Всероссийская НТК, /Москва, 1998/.
«Проблемы совершенствования робототехнических и интеллектуальных систем летательных аппаратов», УВсероссийская НТК,/Москва, 1999/.
«Применение силовой электроники в электротехнике», Международный НТС, /Москва, 2000/. 10 «Устройства и системы энергетической электроники», II Всероссийская НТК, /Москва, 2000/.
И. «Устройства и системы энергетической электроники», III Всероссийская НТК, /Москва,
2001/
12. «Устройства и системы энергетической электроники», IV Всероссийская НТК, /Москва,
2002/.
13 «Авиация и космонавтика - 2003», Международная НТК,/Москва, 2003/.
Публикации. Основные материалы диссертационной работы и результаты выполненных
исследований опубликованы в 70 печатных работах, в их числе: 23 статьи в научно-технических
журналах, 19 статей в сборниках научных трудов, 8 статей в сборниках трудов МАИ, 18
публикаций тезисов докладов областных, Всесоюзных, Всероссийских и Международных
конференций и семинаров, 2 учебных пособия, 2 справочных пособия.
Структура и объём работы. Диссертационная работа включает в себя введение, девять глав,
общие выводы по работе, список литературы, приложения Основная часть диссертации
содержит 309 страниц машинописного текста, ИЗ рисунков и 46 таблиц. Список литературы
включает 209 наименований, в том числе S3 на иностранных языках. Приложения занимают 21
страницу, в их числе акты о внедрении научных и практических результатов диссертационной
работы на промышленные предприятия и в учебный процесс Московского авиационного
института. Общий объем диссертации составляет 350 страниц.
Автор выражает глубокую признательность и благодарность научному консультанту доктору технических наук профессору КВ. Машукову за оказанную помощь в работе над диссертацией.
Достоинства и недостатки традиционной КЗА
Для моделирования напряжения пробоя между силовыми контактами защитного аппарата, возникающего при размыкании защищаемой цепи, используется цепь из последовательно соединенных элементов - диода D13 и источника постоянного напряжения VI2. Эта цепь подключена параллельно силовым контактам переключателя S6 и моделирует образование дуги между его размыкающимися силовыми контактами. Время отключения переключателя S6, задаваемое длительностью импульса источника напряжения VI3, выбирается равным времени срабатывания контактного теплового аппарата защиты сети типа АЗР-40 и составляет 20 мс.
На рис. 1.36 приведены временные диаграммы процессов развития и ликвидации короткого замыкания нагрузки в СЭС с контактной коммутационно-защитной аппаратурой, из которых видно, что: - при коротком замыкании амплитуда тока в фидере нагрузки достигает значения 900А; - напряжение на периферийном распределительном устройстве снижается до уровня ЗВ; - перенапряжение на шине периферийного распределительного устройства при ликвидации КЗ достигает уровня 70В.
Перерегулирование сетевого напряжения в традиционных СЭС может достигать 150-300% , что во многом обусловлено низким быстродействием контактной КЗА. В связи с этим многократно увеличиваются переходные токи потребителей, что приводит к необходимости завышать сечение питающих проводов для компенсации провалов напряжения сети. Провалы сетевого напряжения в неаварийных режимах вынуждают разработчиков аппаратуры рассчитывать устройства на нижний уровень напряжения, а при номинальных уровнях гасить его излишек, что снижает К.П.Д. преобразования и увеличивает массу ИВЭП.
Допустимые перерывы питания в авиационных СЭС составляют 50-5-80 мс. Значительная часть электронной аппаратуры требует бесперебойного питания, что вынуждает усложнять подсистемы вторичного электроснабжения, вводить в СЭС дополнительные силовые накопительные фильтры, либо даже отдельные аккумуляторы.
Обеспечение селективности защиты контактной аппаратуры достигается выбором АЗС на большие номинальные токи, что вынуждает увеличивать сечение проводов распределительной сети и, как следствие, их массу на сильноточных участках. Практически в традиционных авиационных СЭС аппараты защиты первичных распределительных сетей переразмерены по току в 1,5 -г 2,0 раза.
. Традиционная контактная КЗА имеет относительно низкую надежность, интенсивность отказов которой по зарубежным источникам [156, 158, 159, 161] составляет (1-5)-10-5-f- 10"4 1/час на каждый из основных видов отказов (незамыкание или неразмыкание контактов). Необходимая интенсивность отказов для потребителей электроэнергии I и II категории составляет 10" 4-Ю" 1/час. Данное обстоятельство вынуждает применять последовательно-параллельное соединение контактов и приводит к необходимости увеличивать контактные соединения по схеме «4 контакта вместо одного», поскольку основные виды отказов равновероятны. При этом значительно увеличивается число контактных групп и масса аппаратов. В этом - одна из причин увеличения действительной массы КЗА по сравнению с минимально возможной.
Чувствительность контактной КЗА к индуктивным нагрузкам приводит к необходимости ограничений на ресурс коммутационных аппаратов. В результате этого срок службы контактной КЗА сокращается в 2,0 -г 2,5 раза по отношению к исходному для резистивных нагрузок [21, 23 - 25]. Поскольку от 30% до 60% авиационных нагрузок (по мощности) имеют индуктивный характер, то сокращение ресурса контактной КЗА до 104 циклов требует замены большого числа контактной аппаратуры. Кроме того, существуют ограничения на допустимые кратности токов, особенно моторных нагрузок, на уровне 4 Іном [12, 23]. При этом статистические исследования выявляют 50 -г- 80% авиационных нагрузок с кратностью переходных токов выше 6-Г-8 (моторные, осветительные, обогревательные, фильтры ИВЭП РЭА, форсированные электромагниты). Для управления такими нагрузками приходиться устанавливать КЗА на большие номинальные токи, поскольку параллельное соединение контактов не допускается. Как следствие, это сопровождается увеличением массы КЗА.
Низкая электромагнитная совместимость контактной КЗА выражается в создании ею сильных кондуктивных электромагнитных помех по цепям питания, а также в виде излучения. Допустимая величина таких помех не была пронормирована ранее при разработках КЗА. Из-за этого проектировщикам электронных устройств приходится принимать односторонние меры подавления помех от контактной аппаратуры, в частности импульсов напряжения ± 600В в сетях постоянного напряжения 27В (ГОСТ 19 705-89) или коммутационных наводок в сигнальные цепи. Опыт разработки коммутационных аппаратов защиты для традиционных авиационных СЭС показывает, что необходимое относительное увеличение их массы за счет введения помехозаградительных фильтров может составлять 10-ь30% в зависимости от мощности устройства и тем больше, чем больше его мощность [33, 46].
Плохие эксплуатационные свойства контактной КЗА общеизвестны и заключаются в необходимости регламентных работ и полной 2-х - 3-х разовой замене КЗА за срок службы ЛА.
Таким образом, принципиальные недостатки традиционной контактной КЗА оплачиваются вынужденным увеличением ее массы в 2 - 8 раз в зависимости от места установки, характера и категории потребителя. Расчеты показывают, что относительное увеличение массы систем распределения электроэнергии таких самолетов как, например, В-1 или Ил-86, необходимое для компенсации недостатков контактной КЗА, составляет 2,0 -J- 2,5 раза, а относительное увеличение массы всей СЭС составляет при этом 15- 25% (без учета увеличения массы ИВЭП РЭА) [12, 17].
Представленные данные свидетельствуют об остроте проблемы ресурсосбережения в области коммутационно-защитной аппаратуры бортовых систем. Ясно также и то, что основным путем решения этой проблемы является не уменьшение удельной массы традиционной контактной КЗА, достаточно совершенной по этому параметру, а устранение её основных недостатков, вынуждающих к дополнительным и косвенным затратам массы систем распределения электроэнергии. К сожалению, в процессе эволюции контактные устройства приблизились к своим техническим пределам и трудно ожидать существенного улучшения их эффективности.
Основным путем ресурсосбережения в области коммутации потребителей электроэнергии и защиты проводов распределительной сети от аварийных перегрузок по току является новая организация процессов распределения электроэнергии средствами силовой и несиловой электроники.
Переходные процессы ПЭ переменного тока
Оценим необходимую величину емкости входного фильтра импульсного ИВЭП исходя из допустимых помех в сеть на частотах преобразования 10-100 кГц в соответствии с ГОСТ 19705-89. Частотные свойства авиационной сети 27 В учтем введением эквивалента сети по схеме V-4 [185], представленной па рис. 2.3. В таблице 2.7 приведены результаты расчетов пульсаций напряжения на эквиваленте сети в зависимости от величины емкости входного фильтра стабилизированного ИВЭП с ШИМ регулированием, потребляющего от сети при номинальном напряжении средний ток 1А. Расчеты проводились на ПЭВМ в среде ORCAD. Результаты позволяют сделать вывод о том, что на 1А потребляемого тока от авиационной сети постоянного напряжения 27В электроемкость входного помехоподавляющего фильтра импульсного ИВЭП должна быть порядка 200 - 250мкФ. При этом величина емкости практически не зависит от частоты преобразования.
Оценим параметры переходных процессов включения импульсного ИВЭП с выходной мощностью 70 Вт, эквивалентная схема входной части которого приведена на рис. 2.4а. Параметры низкочастотного звена входного фильтра ИВЭП (Ьфз Сф,) выбраны по таблице 2.7 в соответствии с требованиями ГОСТ 19705-89 на допустимые помехи в сеть. Нарис. 2.46 приведены результаты моделирования переходных процессов включения ИВЭП с насыщающимся и неасыщающимся дросселем входного фильтра. Моделирование проводилось на ПЭВМ в среде ORCAD с использованием программы анализа электронных схем PSpice.
Полученные результаты иллюстрируют большую естественную кратность переходных токов ключевых ИВЭП как при относительно низких, так и при высоких частотах преобразования.
Полученные значения Кн не могут быть приняты в качестве расчетных при проектировании АЗК без ограничения переходных токов ввиду недопустимо большой установленной мощности силовых транзисторов.
Таким образом, для управления РЭА на постоянном токе необходимы АЗК с относительно кратковременным ограничением зарядных токов. Введение в состав ИВЭП ограничительных пусковых терморезисторов или коммутируемых резисторов не решает задачи, поскольку броски зарядных токов возникают не только при первом
Моделирование переходных токов при включении ИВЭП: а) - эквивалентная электрическая схема входной цепи ИВЭП с неасыщающимся дросселем входного помехоподавляющего фильтра; б) - эквивалентная электрическая схема входной цепи ИВЭП с неасыщающимся дросселем входного помехоподавляющего включении, но и при любых набросах сетевого напряжения. Уровень ограничения зарядного тока для включения импульсных стабилизированных ИВЭП определяется следующим образом: Іогр = Когр-Іном-ипном / ипмин. При этом с учетом требований ГОСТ 19705-89 Когр должен быть не менее 3. Необходимое время токоограничения определяется продолжительностью заряда конденсаторов входного фильтра до номинального напряжения током Іогр и может быть рассчитано по формуле: torp = Сф-UcHOM / Іогр. Результаты расчета показывают, что энергоемкость РЭА существенно меньше, чем у электромоторных нагрузок [33,35].
ПЭ переменного тока качественно делятся на две группы: с резистивно-индуктивным импедансом (1 группа) и с емкостным импедансом (2 группа). К представителям первой группы относятся электродвигательные механизмы, устройства освещения и обогрева. Представителями группы 2 является большинство ИВЭП РЭА, и в первую очередь с емкостным входным фильтром. ПЭ переменного тока группы 1 подразделяются на: - электродвигательные установки трехфазные 115 В / 400 Гц для систем управления полетом и систем авиадвигателей, большинство из которых имеет номинальные токи более 5-10 А; - относительно мощные однофазные устройства освещения и обогрева 115 В/400 Гц; - однофазные электродвигательные устройства приборных систем небольшой мощности 36 В/400 Гц; - однофазные нагрузки промышленного напряжения 220 В/ 50 Гц. По данным НИИ АО [43] 90% всех нагрузок переменного тока имеют номинальные токи менее 10А. При этом более 80% нагрузок группы 1 имеют естественную кратность пусковых токов не превышающую 5. Для управления такими ПЭ необходима разработка АЗК, способных свободно пропускать неаварийные переходные токи.
Нагрузками переменного тока группы 2 являются блоки РЭА со встроенными ИВЭП, которые весьма разнообразны по своим структурным и аппаратным решениям. Это обстоятельство затрудняет определение требований к АЗК для управления такими нагрузками. По данным НИИ АО [43] большинство нагрузок группы 2 (порядка 70%) питается однофазным переменным напряжением 115 В / 400 Гц или трехфазным напряжением 36 В/ 400Гц и имеют мощность не более 500ВА.
Отметим, что на характер переходных токов, возникающих в моменты включения РЭА, а также при резких изменениях напряжения сети, существенное влияние оказывают следующие факторы: - тип входного фильтра; - наличие питающего низкочастотного трансформатора; - наличие токоограничивающих элементов во входной цепи. Меньшее влияние оказывают тип регулирующей части ИВЭП и алгоритм ее включения в работу. На рис. 2.5 приведены функциональные схемы некоторых разновидностей ИВЭП РЭА [59-61, 64]: - схема А - традиционная схема с входным низкочастотным трансформатором, емкостным фильтром и непрерывным стабилизатором напряжения;
Моделирование время-токовых характеристик авиационных проводов и тепловых аппаратов защиты
Электронные защиты АЗК не используют тепловых эффектов от протекания тока и поэтому их ВТХ должна формироваться по принципу электронного моделирования процессов нагрева защищаемого провода. Таким образом, в составе формирователя ВТХ должны в том или ином виде присутствовать электротепловые модели защищаемого провода.
С другой стороны АЗК не должны ложно срабатывать на неаварийные переходные токи нагрузок. В связи с этим основной задачей данной главы является определение параметров ВТХ транзисторных АЗК, гарантирующих защиту провода и отсутствие ложных отключений. Итогом таких исследований должна быть методика выбора АЗК из спроектированного ряда на различные номинальные токи под заданный массив нагрузок и далее - выбор провода стандартного сечения под типономинал АЗК. Первый этап общей задачи - математическое моделирование массива защищаемых проводов.
К сказанному следует добавить, что процессы нагрева провода и АЗК не подобны друг другу, особенно при больших кратковременных токах. Поэтому ВТХ, гарантирующая защиту провода, еще не гарантирует защиту от перегрева силовых транзисторов АЗК. В связи с этим обстоятельством необходимо вводить в состав АЗК специальную тепловую защиту силовых транзисторов. 3.2. Моделирование время-токовых характеристик авиационных проводов и тепловых аппаратов защиты.
Нагрузочные способности проводов и АЗС описываются их время-токовыми характеристиками, снятыми или рассчитанными при определенных внешних условиях: температуре окружающей среды Тер и высоте полета Н. Любая ВТХ — это геометрическое место точек с координатами (I, t), каждая из которых соответствует нагреву провода до предельной температуры Тпред, а АЗС - до температуры срабатывания Тсраб .
Представление нагрузочных свойств проводов и АЗС в виде ВТХ традиционно, но неудобно для расчета допустимых перегрузок в ненормированных режимах с учетом предварительного прогрева провода током нагрузки, других внешних условий, непрямоугольной формы тока. Универсальным инструментом для таких расчетов являются электротепловые модели. Простая модель провода описывается следующим дифференциальным уравнением первого порядка: T.L+T = k.i {t) где: Т - температура провода; Т - постоянная времени нагрева провода; к - размерный коэффициент, учитывающий омическое и тепловое сопротивление провода. Параметры модели г и к могут быть найдены по ВТХ провода и определяются следующими соотношениями: т = (1макс \ 1г= Тпред - Тер \ Імин ) мин I2мин Согласно принятой модели можно получить расчетную ВТХ провода при воздействии прямоугольных импульсов тока 1и длительностью tu для различных температур среды Тер и с учетом предварительного нагрева провода номинальным током 1н: Iu(tu) = ІТпред - Тер - к I и I / MUH — І н k(l - ехр(- tu I г)) у (і - ехр(- tu / г)) В частном случае для аналитического расчета ВТХ провода при фиксированных Тер и Н без учета предварительного нагрева номинальным током можно использовать соотношение: Iuitu) = IMUH І -, v \1-ехр(-/и/і г) Для различных температур среды допустимые для провода импульсные токи прямоугольной формы и одинаковой длительности связаны между собой следующим соотношением: М _ Тпред-Тср2 lul \Тпред-Тср\ Параметры ВТХ проводов, предварительно нагретых постоянным током при одинаковых температурах окружающей среды, связаны между собой следующим соотношением:
Следует отметить, что времена переходных токов всех авиационных нагрузок соответствуют области адиабатного нагрева проводов. В связи с этим обстоятельством допустимая энергия перегрузки провода, предварительно нагретого током нагрузки, может быть определена следующим образом:
В таблицах 3.1 и 3.2 приведены нормированные и расчетные ВТХ авиационных проводов типа БПДО и ПТЛ-200 [21]. Максимальная расчетная ошибка не превышает 10% и приходится на среднюю область по оси времени (единицы-десятки секунд), лежащую за пределами реальных переходных процессов.
На рис.3.2 приведена электрическая схема, процессы в которой описываются таким же дифференциальным уравнением, как и процесс нагрева провода. Поэтому данная схема является электротепловой моделью провода. Конденсатор С учитывает эквивалентную теплоемкость провода, а резистор R - тепловое сопротивление от источника тепла до среды. Источник тока P(t) соответствует мгновенной мощности тепловых потерь, а источник напряжения Ео - температуре окружающей среды. В этой схеме напряжение на емкости соответствует температуре токопроводящей жилы и внутренней стороны изоляции провода. Параметры электрической схемы замещения с тепловыми параметрами провода связаны следующими соотношениями: T = RC; k = R
Для аналитического описания процесса нагрева тепловых АЗС можно использовать модель, аналогичную изображенной на рис. 3.2. Однако при этом следует учитывать значительный технологический разброс их параметров. В таблице 3.3 приведены значения нормированных и расчетных точек ВТХ тепловых аппаратов типа АЗК-1М, а в таблице 3.4 представлены экспериментальные и расчетные значения параметров ВТХ для конкретного образца АЗС. Максимальная расчетная ошибка не превышает 15%, что приемлемо для оценочных расчетов. Увеличение ошибки модели АЗС по сравнению с моделью провода объясняется тем, что к инерции нагрева АЗС добавляется инерция биметаллической пластины, движение которой существенно отличается от процесса нагрева.
Принципы построения квадраторов для формирователей ВТХ
В главе 2 показано, что наиболее энергоемкими нагрузками АЗК1 являются электродвигательные и электромагнитные механизмы с индуктивным характером цепей управления и с пусковыми токами большой кратности. При включении таких нагрузок силовые цепи АЗК остаются полностью открытыми, а потери мощности в выходной цепи описываются выражением: СИОТКР ВЫХАЗК (Т) "АЗК У) 1Н УЩВЫХАЗК У - где: RВЫХАЗК - выходное сопротивление СТК в полностью открытом состоянии; пт - число параллельно соединенных силовых МДП транзисторов. Выбор пт определяется двумя условиями. Первое из них накладывает ограничение на допустимый перегрев СТК переходными токами нагрузок, который является частью располагаемого перегрева и варьируется при оптимизации АЗК по критерию минимума массы.
Для расчета температуры перегрева СТК переходными токами нагрузок используется тепловая модель транзистора, описанная далее. Обычно №ПЕРЕХ=20-50С 108 Вторым ограничением на выбор пт является условие неполной загрузки СТК током из соображений надежности: пт KQTC -« н К-ЗАГР сМАКС где КЗАГР - коэффициент загрузки силовых транзисторов по току. Обычно принимаютКЗАГР = 0,5 - 0,7. Так, например, для управления для управления нагрузкой с номинальным током 2А при Кн = 10 по допустимому перегреву достаточно одного транзистора типа IRFP-140 (АТперех = 40С), но при Кзагр = 0,5-т-0,7 имеем NT = 1,5-5-2,0. Поэтому приходиться выбирать более мощный прибор типа IRFP-3710 (АТперех = 12С, NT = 0,7- 1,0).
Основной проблемой отключения RL нагрузок является защита СТК от перенапряжений и перегрева запасенной в нагрузках энергией. При отключении RL нагрузок без специальных средств защиты СТК на их выходных зажимах возникают импульсы напряжения, амплитуды которых до пробоя транзисторов зависят от скорости спада выходного тока: илзк =Un+LH — jjr {АЗК W RH Существует критическая скорость спада выходного тока АЗК, соответствующая предельно допустимому напряжению МДП транзисторов: УсИМАКС UП ЯАЗКЬ) " J КРИТ н
При скоростях отключения выше критической наступает пробой силовых транзисторов. Энергия потерь в СТК зависит от величины отключаемого тока и индуктивности нагрузки. Наиболее тяжелым режимом для АЗК1 является отключение RL нагрузки из верхней точки ВТХ (аварийное отключение заклинившего электродвигателя). При Тн = 8,5 мс (по ОСТ 109 100195 - 76 ) и Кн =10 удельная электромагнитная энергия, запасаемая в нагрузке составляет 2,3 Дж на один ампер номинального тока.
Рассмотрим альтернативные способы отключения RL нагрузки, качественно гарантирующие безопасность СТК (рис. 4.2 ). Первая группа способов базируется на использовании электротепловых свойств силовых МДП транзисторов в качестве приемника энергии нагрузки. Сюда можно отнести: - резкое отключение СТК по затвору с использованием перегрузочных возможностей МДП транзисторов в режиме пробоя; - отключение отпирающего сигнала с последующим удержанием МДП ключа в режиме мощного стабилитрона без захода в область пробоя транзистора (рис. 4.2д); - плавное отключение СТК по затвору с нормированной скоростью спада тока при условии Ucu(t) ІІси.макс. Вторая группа способов базируется на применении внешних средств защиты: - диодов, блокирующих RL нагрузку (рис. 4.2а); - емкостных накопителей энергии (рис. 4.26); - варисторов (рис. 4.2в); - разгрузочных резисторов (рис. 4.2г); - полупроводниковых ограничителей напряжения (рис. 4.2е). Рассмотрим энергетические возможности современных МДП ключей без внешних средств защиты. В справочных документах на зарубежные МДП транзисторы нормируется энергия, которую они могут рассеять при отключении RL нагрузки, находясь в режиме пробоя. Величина этой энергии зависит от отключаемого тока и начальной температуры перехода. Так, например, для упоминавшегося ранее транзистора IRFP-3710 эта энергия составляет 0,25 Дж, 0,20 Дж, 0,15 Дж при отключаемых токах -соответственно ПА, 20А, 28А и начальной температуре перехода 100С.
