Главная Источники вторичного электропитания - часть 1



Блокирующие диоды при работе транзистора на индуктивно-активную нагрузку осуществляют замыкание реактивного тока и предохраняют транзистор от пробоя. Блокирующие (замыкающие) диоды должны быть выбраны в соответствии с электрическим режимом схемы, в котором они работают.. При параллельным включении диодов затруднено равномерное распределение токов между ними.

Для улучшения токораспределения между транзисторами и диодами при параллельном включении может быть примерена схема с расщепленными обмотками дросселя. В этой схеме в качестве выравнивающих сопротивлений используются активные сопротивления обмоток дросселя (см. рис. 4.12).

В качестве общей рекомендации для уменьшения потерь в транзисторах и увеличения надежности их работы можно рекомендовать их существенную недогрузку по току /н.макс=0,25-Ь

-;-0,i5 /к.доп-

Силовые каскады высоковольтных преобразователей. Сетевые преобразователи напряжения с бестрансформаторным входом питаются выпрямленным напряжением 300 В и выше, что требует особого внимания и предусмотрительности при их проектировании. Как правило, при этом приходится отказаться от схем двухтактных преобразователей, имеющих среднюю точку первичной обмотки трансформатора, так как в таких устройствах к запертым транзисторам прикладывается удвоенное напряжение питания. Поэтому наибольшее распространение получили следующие схемы высоковольтных преобразователей.

Мостовая схема (рис. 3.56). К ее достоинствам следует отнести .отсутствие перенапряжений на силовых транзисторах, возможность получения от одной ячейки преобразователя мощностей 1-2 кВт.

+ 0-

-г- Ф - » » 1- т-


Рис. 3.56. Мостовая схема силового каскада ИПН

Рис. 3.57. Полумостовая схема силового каскада ИПН

В схемах управления мостовыми высоковольтными преобразователями требуется гальваническая развязка. Максимальный ток коллекторов силовых транзисторов в нерегулируемом мостовом преобразователе определяется из соотношения

Если преобразователь используется в регулируемом варианте, то максимальное значение тока коллектора будет определяться по формуле

/к.макс -

п.максминз

А/„,

рде Г] - минимальное значение КПД преобразователя при максимальной нагрузке; /Сзмин - минимальный коэффициент заполнения импульсов; А/к - пересчитанные пульсации тока сглаживающего дросселя.

Полумостовая схема (рис. 3.57). Преобразователи, построенные по полумостовой схеме, обеспечивают преобразование мощности 0,25-0,5 кВт в одной ячейке. В этой схеме напряжение на запертых транзисторах не превышает напряжения питания, а амплитуда напряжения, подводимого к первичной обмотке силового трансформатора, составляет половину напряжения питания. Поэтому ток коллектора силовых транзисторов при одинаковой мощности в нагрузке будет в 2 раза больше, чем в мостовой схеме:

/„ =

2Рн

В регулируемом варианте преобразователя максимальный ток силового транзистора определяется из соотношения

/к.макс -

+ А/„

Лмин з.мнн

к достоинствам полумостового преобразователя с емкостным делителем напряжения питания следует отнести отсутствие постоянной составляющей тока в первичной обмотке трансформатора питания. Схема управления должна обеспечивать переключение силовых транзисторов без возникновения сквозных токов. Следует отметить, что в цолу-мостовой и мостовой схемах о-преобразователей установлен-п ные мощности силовых транзисторов одинаковы. Кроме того, в полумостовой схеме требуется применение конденсаторов.

Известны схемы однотактных преобразователей (рис. 3.58), где .напряжение «а си- о ловых транзисторах никогда . „д.

не Превышает напряжения пи- „отактного преобразователя с макси-тания. мальиым напряжением Uk.sUo.




3.5. Реактивные элементы и фильтры

Трансформаторы и дроссели. Трансформаторы питания и дроссели во многом определяют массу и объем импульсных ИВЭП. Высокая трудоемкость изготовления препятствует отработке схем, содержащих эти элементы, путем физического моделирования. Поэтому при проектировании трансформаторов и дросселей точные расчеты в значительной мере сокращают сроки разработок и позволяют в полной мере использовать свойства магнитных материалов сердечников.

Ниже приводятся основные формулы для определения конст-руктивных и электрических параметров трансформаторов и дросселей, выполненных на кольцевых сердечниках из наиболее часто применяемых магнитных материалов: феррита М2000НМ (ГОСТ 14208-77), пресс-пермаллоя марки МП и альсифера марок ТЧ, ТЧК, ТР. Основные геометрические размеры сердечников приведены на рис. 4.15. Другие расчетные и конструктивные параметры трансформаторов и дросселей выражаются через основные: площадь сечения сердечника Sc = ab, площадь сечения обмотки 5о=Яс2/4. Объемы сердечника и обмотки удобно определить через среднюю длину сердечника k.cp и среднюю длину обмотки /о.ср: 1с=/с.ср5с - объем сердечника; 1о = /о.ср5о - объем обмотки. При этом /с.ср и /о.ср опредсляются через основные геометрические размеры:

/с.ср = я (а + с); Zo.cp = 2{a + b) + 0,7 (с - б), где б - диаметр внутреннего канала.

Массы обмотки и сердечника могут быть выражены через соответствующие объемы с помощью показателей плотности используемых материалов ус и уо. Полная масса моточного изделия рассчитывается по формуле

С2 = Тс c + Yo03.o,

где Кз.о - коэффициент заполнения окна проводящим материалом;

. Vm = lo.cp 5оКз.0 = [2 (а-f 6) + 0,7 (с-б)] я сКг.с/4; V(. = lc.cpSc = .{a-\-c) аЬ. Поверхность охлаждения определяется из выражения 5охл = 4я2 (С„ + 0,5а) (а + 0,5 с) + л Л (й- а),

где Ск =

- Л=1/2с2 + 4ас + 4а2.

4 (а + с)

Значения 6 и Кз.о зависят от технологии намотки. В качестве исходных значений можно принять б = 3,5ч-4 мм, Кз.о = 0,254-0,3.

Мощность потерь в обмотках Яо связана с конструктивными параметрами моточного элемента:

Po=I>r,,Il. = py,V,.K3.oiil /-=/д/5„р, (3.63)

» »

где /д - действующее значение тока обмотки: г. - активное сопротивление обмотки; 5пр -сечение провода обмотки; р - удельное сопротивление меди; Ко - объем меди обмотки; / - средне-квадратическая плотность тока. Мощность, рассеиваемая в сердечнике, определяется потерями на гистерезис и вихревые токи. Величина удельных потерь зависит от частоты перемагничивания сердечника и индукции. Эта зависимость аппроксимируется эмпирической формулой

Р =Р

с уд (

(3.64)

где Vc - объем сердечника; а, р - коэффициенты, зависящие от материала сердечника; fp - рабочая частота; Вт - максимальная рабочая индукция; Руд -удельные потери в сердечнике, измеренные при частоте ifo и индукции Во.

Потребуем, чтобы вся теплота, включая потери в сердечнике, рассеивалась поверхностью трансформатора при заданных условиях охлаждения. Тогда получим уравнение, связывающее потери в моточном элементе и площадь поверхности охлаледения (используя коэффициент теплоотдачи):

Я = 5„,лат = П + с-Из этого уравнения можно получить допустимое значение сред-неквадратической плотности тока в обмотках

V, + pJlV,K3.o;

>охл "Т уд

V /о

а / В,

1д1 /д"

(3.65)

Размеры сердечника, рабочая частота, допустимый перегрев обмоток и электрический режим работы полностью определяют мощность, которую может передать трансформатор, намотанный на сердечнике данных размеров:

= 0,5 аЬс- В 1Кз.о /р• 10-8. (3.66)

В табл. 3.1 приведены габаритные мощности трансформаторов иа сердечниках стандартного ряда при ат=0,05 Bт/cм.

Необходимая мощность трансформатора равна полусумме мощностей всех его обмоток и рассчитывается по данным анализа электрических режимов выходных цепей, включая мощность, затрачиваемую на обеспечение работы собственно преобразователя. Однако в преобразователях могут использоваться трансформаторы с различным числом обмоток и схемами их включения. В этих случаях среднеквадратическая плотность тока, протекающего по обмоткам, может быть связана с амплитудными значениями токов различными соотнощениями. При этом габаритная мощность трансформатора также будет изменяться в зависимости от электрической схемы и режима работы преобразователя. Для симметричных напряжений прямоугольной формы



Таблица 3.1

Сердечник

частота, кГц

К4Х2,5Х1,2

0,05

К5ХЗХ1,5

0,15

К7Х4Х1,5

0,43

К7Х4Х2

0,56

К10Х6Х2

1,49

кюхбхз

К10х6Х4,5

К12Х5Х5,5

5,48

К12Х8ХЗ

KI6X8X6

13,4

К16Х10Х4,5

10,3

К17,5X8,2X5

14,1

К20Х10Х5

20,3

К20Х12Х6

24,1

K28XI6X9

82,8

К31Х 18,5X7

85,8

К32Х16Х8

К32Х16Х12

К32Х20Х6

80,2

К32Х20Х9

К38Х24Х7

К40Х25Х11

К45Х28Х8

К45Х28Х12

0,07 0,21 0,58 0,75 2

2,8 4

7,2 14,4 17,6 13,7 18,6 26,8 31,8 108,6 113 136 192 106 151 188 320 331 467

0,089

0,26

0,72

0,93

2,46

8,89 5,5

21,7

39,3 133 139 166 233 130 185 232 391 407 570

0,13 0,38 1,07 1,37 3,6 5,18 7,3 12,7 8,1 31,2 24,9 33 47,8 57 183 200 233 317 189 263 333 549 582 792

0,17 0,5 1,4 1,8 4,78 6,75 9,4 16 10,6 39,4 32,2 41,9 60,6 72,6 232 251 284 366 241 329 421 668 727 951

0,205

0,62

1,72

5,86

11,4

18,5

45,8

38,8

85,9 260 291 313 360 285 376 492 736 836 1020

И активной нагрузки трансформатора значение необходимой га* баритной мощности может быть найдено с помощью формулы

где Pi - мощность i-й обмотки; Kj=JpJJb; уа=/1акс/5пр - амплитудная плотность тока.

Для обмотки, по которым токи протекают только одну половину периода, /Cj=l/]/2, Таким образом, после того как определена требуемая габаритная мощность трансформатора, необходимо выбрать из табл, 3.1 сердечник с Ргаб>Рт.г.н. Если условия охлаждения или выбранный магнитный режим сердечника отличаются от принятых при расчете табл, 3,1, то для каждого сердечника необходимо рассчитать Ргаб с учетом конкретных данных по формуле (3,66), а затем выбрать наименьщее кольцо, обеспечивающее требуемую габаритную мощность.

Для трансформаторов однотактных преобразователей характерно перемагничивание сердечника по частной петле гистерезиса от Вг до Вт, поэтому габзритная мощность однотактного трансформатора будет меньше, В формуле (3,66) вместо Вт в этом случае необходимо записать 0,5 {Вт-Вг). 114

Габаритная мощность дросселя зависит от геометрических размеров сердечника, рабочей частоты, максимальной магнитной индукции, режима работы дросселя и условий его охлаждения. Определяя габаритную мощность дросселя как произведение максимальной магнитной энергии, накапливаемой в нем, на рабочую частоту, можно получить расчетную формулу

Рьгаб = 0,5 L/i макс /р= /рс 5о/Сз.оСф X

SoOiT-P

\ /о

(3.67)

где Кф - /ьмаксДд.

Как было показано в § 3.2, дроссель в цепи прямой передачи энергии должен быть рассчитан на определенную габаритную мощность, зависящую от типа ИСН. Можно показать, что габаритная мощность дросселя минимальна в граничном режиме, т, е, когда амплитуда пульсаций тока равна его среднему значению. При безразрывных токах дросселя габаритная мощность превышает минимально необходимую.

Формулы (3.6) -(3.8) определяют минимальное значение требуемой габаритной мощности силового дросселя для ИСН трех основных типов. Увеличение габаритной мощности дросселя по сравнению с минимально необходимой допустимо и желательно в тех случаях, когда за счет увеличения его индуктивности достигается уменьшение пульсации тока и потерь в силовых цепях ИСН. Общий объем и масса устройства при этом уменьшаются за счет уменьшения емкостей конденсаторов входного и выходного фильтров, размеров силового ключа, площади охлаждаемой поверхности, несмотря на некоторое увеличение объема и массы силового дросселя. Поэтому при проектировании ИСН и стабилизирующих ИПН рационален следующий порядок выбора параметров и расчета силового дросселя. По формулам (3.6) - (3.8) определяется требуемая габаритная мощность дросселя. Затем по формуле (3.67) для имеющегося в распоряжении ряда типоразмеров сердечников вычисляется габаритная мощность дросселей и выбирается сердечник, обеспечивающий требуемую мощность. При расчетах принимается Кф=21У 1,3, т. е, предполагается работа на границе режимов безразрывного и разрывного тока дросселя. Далее определяется число витков дросселя по формуле

3. о

а также желаемая относительная магнитная проницаемость

Сердечники из альсифера и пресс-пермаллоя имеют дискретные значения рг; из имеющегося ряда выбирается сердечник с бли-



0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 [18] 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46


0.0134