Силовая электроника №4'2012

Проблемы разработки и выбора унифицированных узлов и блоков вторичного электропитания для РЭА морского флота. Часть 2

Эраносян Cаркис

Мацерат Иосиф


Продолжение. Начало в № 3’2012

В статье рассмотрены актуальные вопросы разработки унифицированных узлов на основе методики синтеза системы вторичного электропитания (СВЭП), которая была разработана и предназначена для РЭА морского флота. На основе анализа функционального состава СВЭП рассчитаны типономиналы основных блоков питания, с помощью унифицированного ряда которых можно построить оптимальную систему электропитания РЭА проектируемого судна. Определено минимальное количество унифицированных блоков, узлов и их модификаций по мощности, которые используются практически во всех агрегатах и изделиях системы вторичного электропитания. В качестве примера на основе предложенной инженерной методики разработки основных электрических параметров унифицированного устройства проведен детальный расчет одного из блоков, входящих в систему вторичного электропитания РЭА.

В первой части статьи [1] авторы исследовали возможность оптимизации параметров системы СВЭП для РЭА судов морского флота.Среди критериев оптимизации системы вторичного электропитания в качестве основных названы удельные массо-габаритные характеристики узлов и блоков, КПД, уменьшение стоимости проектирования и изготовления устройств, входящих в СВЭП.

Кроме того, результатом создания такой системы стало значительное улучшение ее эксплуатационных показателей, таких как ремонтопригодность и формирование оптимального состава и количества узлов и блоков для комплекта ЗИП.

В [1] был определен перечень агрегатов и узлов системы электропитания для условного судна на предмет максимального применения в СВЭП унифицированных узлов и блоков. Там же предложена методика и сформулированы этапы алгоритма синтеза унифицированных устройств. Причем из пяти заявленных в методике этапов разработки системы электропитания были рассмотрены первые два. При этом были определены все модификации устройств вторичного электропитания, которые позволяют разрабатывать все изделия из перечня агрегатов и устройств (ПАиУ), заданных на этапе проектирования гипотетического морского судна.

Среди перечня унифицированных устройств названы следующие: инверторы однофазные и трехфазные [AC/AC]; блоки источников вторичного питания (ИВЭ) [DC/DC] с выходным напряжением 30, 230 В, а также блоки для зарядки аккумуляторных батарей (АБ) с номинальным напряжением 12 и 230 В.

Продолжим описание этапов алгоритма синтеза унифицированных блоков и узлов.

Предварительные расчеты основных энергетических параметров устройств СВЭП

Предварительные расчеты основных энергетических параметров (КПД, мощность, рабочие частоты и т. п.) узлов, образующих анализируемый типономинальный ряд, производятся в такой последовательности.

Для выявления типовых модификаций унифицированных узлов, из которых будет синтезирована оптимальная структура СВЭП, необходимо определить весь перечень мощностей для каждого узла, входящего в изделия аппаратуры из ПАиУ. Для этого рассмотрим и уточним мощность всех блоков, входящих в разрабатываемые функциональные узлы РЭА.

Чтобы облегчить читателю усвоение материала статьи, а также учитывая блочно-узловую структуру каждого изделия, которая приведена в [1] отдельными схемами, представим эти узлы и блоки в виде таблицы 1. В ней приведены модификации изделий, а также входящие в них унифицированные устройства СВЭП.

Таблица 1. Модификации изделий и входящих в них унифицированных устройств СВЭП

Группа изделий Обозначение блоков, устройств Мощность на выходе Pн, кВт Расчетная мощность по входу Pп, кВт Обозначение унифицированных устройств
        Вх.СБ AC/DC ВЧ.пр.КОН DC/DC Модуль М6ПИ Модуль М4ПИ
I ИН-1-400-Pн 2,0 2,4 + + +
  4,0 4,8
ИН-3-400-Pн 8,0 9,5 + + +
  15,0 17,6
II СПН-30-Iн 2,0 2,4 + +
  4,5 5,2
  10,0 11,5
СПН-230-Iн 2,4 2,8 + +
  5,0 5,8
  10,0 11,5
III БЗА-2-40 2,0 2,3 + +
БЗА-6-300 6,0 6,8 + +

Судя по данным таблицы, перечень и наименование изделий, а также входящих в них унифицированных устройств обозначены знаком (+), если изделие имеет в своем составе этот узел, и знаком (–), если в составе изделия нет этого узла. Также в таблице есть графа «Группа изделий», которая определяется по функциональному назначению устройств: группа I — инверторы; группа II — стабилизированные преобразователи СПН; группа III — зарядные устройства БЗА.

Отметим, что в графе «Расчетная мощность по входу Pп, кВт» приведены значения, полученные как расчетным путем, так и на основе предыдущих публикаций, с учетом личного практического опыта.

Наименование блоков и устройств состоит из трех или четырех частей. Первая — краткое наименование изделия (ИН; СПН; БЗА, что означает inverter (инвертор) [2]; стабилизированный преобразователь напряжения и блок зарядки аккумуляторных батарей соответственно). Вторая — в инверторах количество фаз выходного переменного напряжения; в СПН — величина выходного напряжения, в БЗА — суммарная выходная мощность блока, кВт. Третья — в инверторах частота выходного напряжения, Гц; в СПН — величина выходного тока, А; в БЗА — максимальное выходное напряжение блока: для АБ с номинальным напряжением 12 В это значение 40 В, а для АБ с номинальным напряжением 230 В — 300 В. Четвертая — в инверторах выходная мощность Pн, кВт.

Обозначения унифицированных устройств: Вх.СБ (AC/DC) — субблок, подключаемый к трехфазной сети переменного тока, 50 Гц, который состоит, в свою очередь, из следующих узлов: низкочастотного выпрямителя НВ (AC/DC), фильтра радиопомех ФРП и низкочастотного выходного фильтра НВФ (L-C). Низкочастотный фильтр включает в себя устройство ограничения тока зарядки конденсатора [3]. Выходное постоянное напряжение субблока Вх.СБ может находиться в пределах U0 = 400–640 В.

Сет.ВЧ.пр.Рег.Uвых включает в себя: блок converter (конвертор) [2] ВЧ.пр.КОН, который представляет собой высокочастотный (100–300 кГц) преобразователь напряжения с выходом на постоянном токе, а также входной сетевой субблок — Вх.СБ. Причем выходное стабилизированное напряжение, гальванически-развязанное от переменного входного напряжения, может принимать программируемое значение Uвых = 100–250 В.

Модуль М6ПИ — мостовой электронный коммутатор, который назовем 6-плечным инвертором. Каждый элемент плеча может быть реализован в виде силового ключа на основе MOSFET или IGBT и представляет собой сочетание управляемого электронного ключа с параллельно включенным обратным диодом. На вход этого модуля подается постоянное напряжение от блока Сет.ВЧ.пр.Рег.Uвых, а на его выходе формируется трехфазная последовательность высокочастотных импульсов рабочей частоты с ШИМ-регулированием, которая имеет синусоидальную функцию построения. С ее помощью формируется переменное напряжение выходной частоты (400 Гц) инвертора. Причем модуль включает в себя систему управления, которая обеспечивает управление электронными ключами моста.

Модуль М4ПИ — мостовой электронный коммутатор, который назовем 4-плечным инвертором. Его структура, а также основные электронные ключи и управляющий узел построены аналогично модулю М6ПИ. Разница только в количестве электронных ключей (четыре вместо шести). Разумеется, что на выходе модуля М4ПИ формируется однофазная последовательность высокочастотных импульсов рабочей частоты с ШИМ-регулированием, на основе которой далее формируется переменное напряжение выходной частоты (400 Гц) инвертора.

Блоки типа СПН и БЗА тоже включают в себя блок Сет.ВЧ.пр.Рег.Uвых, причем напряжение Uвых, которое является входным для каждого из этих устройств, «комфортно» согласовано с параметрами силовых ключей входящих в них преобразователей напряжения [1].

Определение модификаций унифицированных узлов и блоков

Выбор модификаций унифицированных узлов и блоков целесообразно начать с типовых узлов, входящих во все функциональные изделия, из которых состоит СВЭП. Как следует из таблицы 1, такими устройствами являются звено постоянного тока ВЧ.пр.КОН и входной субблок — Вх.СБ. Количество типовых, унифицированных (по мощности) блоков можно определить, предварительно рассчитав потребляемую мощность для каждого вида функционального изделия. Эти расчеты были проведены с использованием методик и соотношений, изложенных в источниках [47]. Также необходимо подчеркнуть, что основной блок ВЧ.пр.КОН предполагается разрабатывать на основе однотактного прямоходового преобразователя напряжения квазирезонансного типа, с двумя одновременно коммутируемыми электронными ключами (так называемый «косой мост»). По мнению одного из авторов (С. А. Эраносяна), такой тип преобразователя наиболее предпочтителен для проектирования мощных блоков питания.

Квазирезонансные преобразователи считаются одними из лучших по ряду технических параметров. Среди них такие как высокий КПД, мало изменяющийся от сетевого напряжения и тока нагрузки, а также облегченный режим работы силовых электронных компонентов. В дальнейшем мы будем именовать унифицированный блок конвертора, в соответствии с принятой квазирезонансной структурой, как КвРП-Uкон-Pн, где Pн — это мощность нагрузки на выходе, а регулируемое выходное напряжение Uкон = 100–250 В. Модификации сетевого блока будем обозначать как Вх.СБ-Pн, где Pн — мощность нагрузки, кВт.

Предварительные расчетные данные по мощности нагрузки при определении числа модификаций унифицированных блоков показали следующий перечень их возможных мощностей. В частности, для изделий (табл. 1) группы I: для блока конвертора — 2,3; 4,6; 8,7; 16,1; для Вх.СБ — 2,64; 5,2; 9,5; 17,1. Для изделий группы II: для конвертора — 2,15; 2,53; 4,69; 5,3; 10,3; 10,53, для Вх.СБ — 2,24; 2,63; 4,88; 5,48; 10,63; 10,85. Для изделий группы III: для конвертора — 2,2; 6,38; для Вх.СБ — 2,26; 6,72.

На основе анализа этих данных можно определить минимальное число модификаций для каждого из рассматриваемых блоков для изделий всех групп, причем нужно обеспечить диапазон перекрытия по мощности. Выбранные модификации унифицированных блоков СВЭП представлены в таблице 2.

Таблица 2. Модификации унифицированных блоков СВЭП

ВЧ.пр.КОН DC/DC Вх.СБ AC/DC
Обозначение Модификации мощности Pн, кВт Диапазон перекрываемых мощностей Pн, кВт Расчетная мощность по входу, max Pп, кВт Обозначение Модификации мощности Pн, кВт
КвРП–Uкон–Pн, где Uкон = 100–250 В 3,0 2—3 3,3 Вх. СБ–Pн 3,5
7,0 4—7 7,5 7,5
12,0 7—12 12,6 13,0
18* 13—18 19,0  

Примечание. * Используются три блока: КвРП-Uкон-7, которые включаются параллельно по выходу через диоды.

Судя по таблице 2, для рассматриваемой системы вторичного электропитания достаточно использования всего трех базовых модификаций, как для блоков конвертора КвРП-Uкон-Pн, так и для сетевых субблоков Вх.СБ-Pн.

Так как блок Сет.ВЧ.пр.Рег.Uвых состоит из одного блока конвертора и одного сетевого субблока [1], то в СВЭП, по существу, имеется еще одно унифицированное устройство. В результате проведенных исследований мы получили набор унифицированных узлов и блоков, из которых может состоять СВЭП. При этом базовый комплект ЗИП для системы вторичного электропитания РЭА судового оборудования может содержать комбинации из трех типов унифицированных блоков и других типовых узлов.

Разумеется, к этому ряду будут добавлены базовые унифицированные узлы и блоки, которые будут определены при синтезе других изделий СВЭП, таких как инверторы, СПН и БЗА. В таблице 2 указано, что базовая модификация КвРП-Uкон-Pн на мощность18 кВт реализуется с помощью трех блоков мощностью 7 кВт. Следует отметить, что практика и расчеты показывают, что повторяемость значения КПД для серийных квазирезонансных блоков высокая. Это означает, что нет необходимости в схемных усложнениях, которые направлены на выравнивание токов, при параллельном включении квазирезонансных преобразователей.

Более того, при этом появляется возможность сдвигать запуск периодов преобразования (рабочей частоты) каждого из параллельно работающих блоков таким образом, чтобы распределить равномерно потребляемый ток от входной сети переменного тока через входные сетевые блоки Вх.СБ. При этом общая система управления ЧИМ и узел обратной связи позволяют синхронизировать рабочую частоту, а значит, и работу модулей управления силовыми ключами преобразователей каждого параллельного блока. Пример построения такой системы приведен в [7].

Аналогичным образом определяются типовые унифицированные узлы по величине выходной мощности, а также их модификации, для других функциональных изделий. Дальнейший путь оптимизации состава СВЭП заключается в следующем.

По каждому из типовых унифицированных узлов проводятся расчеты основных электрических параметров и выбирается компонентная база, при вариациях частоты преобразования. Критерием выбора частоты является получение максимального КПД и наилучших удельных массо-габаритных характеристик, например pv, Вт/дм3.

Так, например, для инверторов необходимо найти оптимальную частоту ШИМ для формирования высокочастотных импульсов, имеющих синусоидальную функцию построения. Для получения выходной частоты 400 Гц в мощных (6–20 кВт) инверторах, скорее всего, эта частота будет лежать в пределах 8–20 кГц, что обусловлено минимизацией потерь в силовых электронных ключах. Разумеется, применяя новейшие силовые модули, можно в ряде случаев увеличить частоту ШИМ-импульсов до 30–40 кГц. Однако при этом нужно учитывать, что новейшие электронные компоненты имеют высокую цену. В этом случае необходимо искать компромисс между ценой и качеством, чтобы сохранить конкурентное преимущество отечественных блоков и узлов в цене при прочих равных условиях и параметрах.

Для блоков питания типа СПН-30(230) задача оптимизации рабочей частоты преобразователя упрощается. Дело в том, что в этом случае выбор «комфортного» входного напряжения (от КвРП) позволяет применять менее высоковольтные электронные ключи, которые имеют лучшие электрические параметры, например в части быстродействия и сопротивления RDC(on).

Аналогичные плюсы от входного «комфортного» напряжения можно получить и при оптимизации параметров зарядных устройств типа БЗА.

Для детальной иллюстрации изложенного подхода проведем расчеты и выбор основных силовых компонентов для блока КвРП мощностью 12 кВт.

Все расчеты будут проведены для выходного (устанавливаемого) напряжения блока — Uкон = 150 В. Это объясняется тем, что данная величина близка к среднему напряжению всего диапазона регулирования (100–250 В).

Технические данные, которые необходимы и достаточны для расчета основных электрических параметров блока КвРП-150-12, следующие:

  • первичная сеть — трехфазное напряжение 380 В ±20% частоты 50 Гц без нулевого провода;
  • выходное стабилизированное постоянное напряжение Uвых = 150 В, номинальный ток нагрузки Iн = 80 А, выходная мощность Pн = 12 кВт;
  • пульсация переменного напряжения Uп.эфф = 1,5 В.

Детальный расчет основных электрических параметров проведен с помощью инженерной методики расчета преобразователей квазирезонансного типа (автор — С. А. Эраносян). На основе практического опыта расчетов мощных блоков питания была выбрана рабочая частота преобразования при минимальном входном сетевом напряжении Fр ≈ 170 кГц. Полученные расчетные параметры приведены в таблицах 3 и 4.

Таблица 3. Параметры КвРП при минимальном входном напряжении

Режим минимального входного напряжения Uвх′ = 390 В
Основные параметры Эффективные значения
Iн, А Pн, кВт Fр, кГц UW2, В Ucр(t5), В Амплитуда, А Tр, мкс Tпр, мкс IW2, А IW1, А UW2, В UW1, В
Imax IW2max IW1max
80 12 167 206,7 378,7 144 229 121 3,6 6 103 55 139 262
50 7,5 138 400 197 104 7,2 78 41 128 242

В таблицах 3 и 4 использованы следующие обозначения. Графа первая — режимы, при которых проведены расчеты: строки 1 и 2 — это ток нагрузки блока Iн = (80, 50) А соответственно. В таблице 4 имеется 3-я строка: это режим Iн = 8 А, что соответствует значению 0,1Iном (от номинального тока в 80 А). Этот режим представляет интерес с точки зрения выявления минимальной рабочей частоты преобразования при сбросе тока нагрузки, который возникает именно при максимальном входном напряжении. UW2, UW1— напряжения на обмотках (вторичной и первичной) силового трансформатора Тр.с. Параметр Ucр(t5) — напряжение на резонансном конденсаторе Cр в точке времени t5 [8]. Эта точка характерна тем, что в ней ток вторичной обмотки трансформатора уменьшается до нуля, и сразу после этого начинается линейный разряд конденсатора Cр. Амплитудные значения токов: Imax, IW2max, IW1max — резонансного, протекающего через конденсатор Cр, а также вторичной и первичной обмоток Тр.с соответственно. Параметры Tр и Tпр — периоды резонансной и рабочей частоты. IW2 и IW1 — это токи вторичной и первичной обмоток Тр.с.

Таблица 4. Параметры КвРП при максимальном входном напряжении

Режим максимального входного напряжения Uвх′ = 590 В
Основные параметры Эффективные значения
Iн, А Pн, кВт Fр, кГц UW2, В Ucр(t5), В Амплитуда, А Tр, мкс Tпр, мкс IW2, А IW1, А UW2, В UW1, В
Imax IW2max IW1max
80 12 96 307,4 592 215 298 158 3,6 10,5 98 52 157 296
50 7,5 72 606 266 141 13,9 73 39 134 253
8 1,2 15,3 615 223 118 65,2 26,1 13,8 62 117

Судя по данным, приведенным в таблицах 3 и 4, в качестве минимального входного напряжения, подаваемого на блок КвРП, принято Uвх′ = 390 В, а максимального входного напряжения Uвх′ = 590 В. Величина этого напряжения зависит от выходного постоянного напряжения U0 субблока Вх.СБ. При этом напряжение Uвх′ всегда меньше, чем U0. Это объясняется тем, что величина Uвх′ учитывает потери в силовых монтажных проводах и шинах, а также неидеальность электронных ключей, имеющих конечное сопротивление RDC(on) в режиме включенного состояния силового транзистора.

Подчеркнем, что после проведения предварительных расчетов основных параметров и окончательного выбора силовой компонентной базы можно уточнить значение напряжения Uвх′, которое зависит от конкретного значения падения напряжения на ЭК, именно для выбранных электронных компонентов.

Расчет параметров силового трансформатора Тр.с

Приведенные в таблицах параметры позволяют сделать детальный расчет силового трансформатора, а также параметров выходного ВЧ-выпрямителя (ВЧ-Выпр.) и сглаживающего выходного ВЧ-фильтра (ВЧ-Ф).

Как известно [6], габаритная мощность при минимальном входном напряжении и максимальном значении сети для КвРП будет разной. Последнее означает, что необходимо рассчитывать усредненное значение габаритной мощности силового трансформатора. Рассчитаем габаритную мощность трансформатора по [3], используя эффективные значения напряжений и токов обмоток силового трансформатора, без учета потерь в системе управления. На этом этапе мы получим Pгаб.Тр.с = 14 900 ВА. Далее, по известной зависимости Sст×Sок от габаритной мощности, ΔB; j; Fраб и т. п. можно выбрать параметры и сердечник силового трансформатора.

В качестве обозначений исходных параметров из справочных данных приняты: Sст — площадь поперечного сечения сердечника магнитопровода, см2; Sок — площадь окна сердечника, см2; ΔB — изменение индукции в процессе перемагничивания сердечника магнитопровода; Тл; j — плотность тока в обмотках трансформатора, А/мм2.

Из расчетного значения Pгаб.Тр.с силового трансформатора выбираем сердечник типа (U-cores) — U141/78/30 из феррита Epcos N87, который поставляет компания «ЛЭПКОС» (ГК «Северо-Западная Лаборатория») [9]. Параметры выбранного сердечника: Sст = 13,5 см2; Sст×Sок = 324 см4; Sок = 24 см2; масса G = 2,5 кг.

Расчетные параметры обмоток трансформатора и их топология

Коэффициент трансформации Ктр = W2/W1 = 0,53. Трансформатор имеет две катушки, расположенные на двух стержнях. Полное число витков первичной обмотки W1 = 8,5 — медная лента #0,1×60 мм. Обмотка состоит из двух полуобмоток: W1 = 4 и W′′1 = 4,5, которые расположены на первой и второй катушках соответственно.

Полное число витков вторичной обмотки W2 = 4,5 — медная лента #0,1×60 мм (две ленты параллельно), причем W2 = 2, а W′′2 = 2,5 — это полуобмотки, расположенные на первой и второй катушках соответственно.

Активное сопротивление обмоток при температуре 100 °С равно: для обмотки W1, RW1 = 0,0049 Ом, а для обмотки W2, RW2 = 0,0026 Ом. Потери в меди (Pм) при минимальной и максимальной сети будут 42,4 и 38,2 Вт соответственно. Среднее значение потерь в меди составит Pм.ср = 40,3 Вт.

Для определения потерь в магнитопроводе (Pс) воспользуемся формулой для расчета потерь в сердечнике, которая приведена для марки феррита, аналогичного выбранному, а именно для материала F фирмы MAGNETICS [10].

В первоисточнике формула приведена в следующем виде: PL = a × fc × Bd, где потери в сердечнике PL в mW/cm3 (мВт/см3), индукция в kG (килогаусс), f в kHz (кГц), а коэффициенты a, c, d берутся из таблицы для диапазона частот 100 кГц ≤ f< 500 кГц. Для нашего случая они равны: a = 0,0573; c = 1,66; d = 2,68.

Преобразуем исходную формулу в более удобную и привычную для нас, тогда она будет выглядеть следующим образом:

где удельные потери Pпот.G в Вт/кг; Fр — рабочая частота преобразователя в кГц; ΔB — индукция в Тл, а δ — это удельная плотность феррита 4,85 г/см3. Значения коэффициентов a, c, d приведены выше.

Для расчета потерь в сердечнике нужно знать диапазон изменения индукции ΔB. Из таблиц 3 и 4 можно найти параметры для вычисления ΔB [3]: длительность импульса напряжения на обмотке W1 трансформатора Тр.с при максимальной частоте (Fр = 167 кГц) составляет 2,7 мкс, напряжение 390 В — минимальное, а 590 В — максимальное, Sст = 13,5 см2, количество витков первичной обмотки W1 = 8,5.

В результате вычислений мы получим: при минимальном напряжении ΔBмин = 0,092 Тл, а при максимальном ΔBмакс = 0,139 Тл.

Теперь можно вычислить удельные потери для выбранного материала сердечника при наших режимах по формуле (1).

В результате получим следующие удельные потери:

  • Pпот.G = 46,3 Вт/кг при частоте 167 кГц и ΔB = 0,092 Тл при минимальной сети;
  • Pпот.G = 56,8 Вт/кг при частоте 96 кГц и ΔB = 0,14 Тл при максимальной сети.

Для минимального входного напряжения потери в сердечнике Pс = 46,3×2,5 = 116,3 Вт.

Суммарные потери в сердечнике будут Pсерд. = Pм + Pс = 42,4+116,3 = 158,7 Вт.

Выбор компонентов и расчет потерь в силовых транзисторах ЭК

Как уже было сказано, в нашей схеме КвРП установлены два ключа, которые управляются синхронно. Кроме того, в схеме однотактного преобразователя есть два силовых диода, которые осуществляют рекуперацию энергии в питающую КвРП сеть постоянного напряжения. Тем самым фиксируется на каждом силовом ЭК напряжение на уровне Uвх′. Судя по данным таблиц, эффективный ток Iэфф.W1 через ЭК равен 55 и 52 А для минимального и максимального напряжения соответственно, а аналогичные этому амплитудные значения IW1max — 121 и 158 А. В связи с этим необходимо, чтобы каждый ЭК состоял из параллельного соединения восьми силовых модулей типа IXFN60N80P в корпусе SOT-227B (miniBloc).

Такой силовой модуль имеет следующие основные электрические параметры: UDSS = 800 В, ID = 53 А, RDS on = 0,14 Ом при 25 °С; ID = 32 А, RDS on = 0,25 Ом при 100 °С.

Для нашего случая мы рассчитаем потери в транзисторах для эффективного тока через плечи электронных ключей, исходя из усредненного значения для двух режимов работы, которое будет ID = 53,5 А. При этом ток через единичный силовой модуль будет примерно равен 6,7 А.

В паспортных данных на IXFN60N80P (график Fig 5) [11] можно найти коэффициент изменения сопротивления канала MOSFET-транзистора при токе до 8 А, с учетом температуры кристалла Tj = 100 °С, который составит KDS on = 1,8. Тогда потери мощности в одном силовом модуле будут 11,3 Вт, а в одном электронном плече — 90,4 Вт. Потери мощности в диодах рекуперации получим, экстраполируя данные из [6]. Они составят 10 Вт.

Выбор компонентов и расчет потерь в узле ВЧ-выпр./Ф

Выходной высокочастотный выпрямитель и фильтр ВЧ-выпр./Ф включает в себя следующие компоненты: выпрямительный диод D1 и коммутирующий («нулевой») диод D2. На его выходе установлен сглаживающий LC-фильтр.

Как известно, наибольшие потери (до 30–40% от всех потерь в преобразователях) сосредоточены в диодах выходного выпрямителя для блоков свыше 10–15 кВт. Особенно ярко это проявляется в блоках, имеющих значения выходного напряжения от 100 до 300 В и выше.

Проблема выбора ВЧ-диодов на рабочее напряжение от 600 до 1200 В наилучшим образом решается с помощью мощных диодов на основе карбида кремния. В настоящее время в распоряжении разработчиков имеется диодная сборка [12] типа C4D40120D. Это сборка, корпус которой — TO-247-3 — включает в себя два диода с общим катодом.

Основные электрические параметры каждого диода: URRM = 1200 В; IF = 54 А при температуре корпуса сборки Tс = 135 °С; IFRM = 61 А, повторяющийся экстраток (Repetitive Peak Forward Surge Current) при Tс = 110 °С, длительности импульса tp = 10 мс, Half Sine Pulse; UF = 1,8 В (тип.) при токе IF = 20 А и TJ = 25 °С, UF = 2,2 В при токе IF = 20 А и TJ = 175 °С; время обратного восстановления диода trr— 25 нс для диода 1700 В, IF = 10 А и trr— 10 нс при IF = 8 А, di/dt = 200 А/мкс, UR = 200 В [13].

Для того чтобы уменьшить потери в диодах ВЧ-выпрямителя, нужно снизить проходящий через диод ток, что означает необходимость параллельного включения диодов. В нашем случае для выпрямительного диода D1 применено три корпуса C4D40120D (то есть шесть диодов, включенных параллельно), а для «нулевого» D2 используется два корпуса C4D40120D (то есть четыре диода, включенных параллельно).

Для более точного определения падения напряжения на открытом диоде (UF) компания CREE привела в паспортных данных несколько расчетных формул. Речь идет о том, что эквивалентная схема SiC-диода представлена в виде последовательного соединения базового вентильного элемента (VT) и резистора (RT).

Причем расчетное напряжение на диоде (Vf T) в зависимости от режима работы диода (IF и Tj) определяется по формуле:

где VT = 0,97+[Tj×(–1,4×10–3)], а RT = 0,023+[(Tj×2,71)×10–4].

Расчет потерь в силовых диодах выходного выпрямителя

Для расчета потерь в диодах используем данные из таблиц. В частности, с помощью таблицы 3 находим эффективный ток через D1: Iэфф.W2 — 103 А, для режима минимального напряжения КвРП. Так как этот диод состоит из шести параллельных диодов, то ток каждого из диодов будет 17,17 А. С учетом возможного неравномерного распределения токов примем расчетное значение тока 18 А. Для диода D2 из той же таблицы мы должны использовать ток нагрузки, который равен 80 А. В этом случае диод состоит из четырех параллельных диодов, а значит, ток каждого из них будет 20 А. Расчетное значение тока D2 будет 21 А (мы уточнили значение тока так же, как и для диода D1).

Так как возможны разные варианты значений токов через единичный диод, например для расчета преобразователей на другие мощности, мы сделаем предварительные расчеты VfT по формуле (2) для нескольких значений токов через единичный диод в диапазоне 18–35 А при Tj 150 и 175 °С. Полученные данные приведены в таблице 5.

Таблица 5. Падение напряжения на диоде VfT от тока If

Ток диода, If, А Напряжение на диоде VfT, В, при температуре перехода Tj, °С
150 175
18 1,91 1,98
20 2,04 2,12
21 2,1 2,2
25 2,36 2,48
30 2,68 2,82
35 3,0 3,18

Теперь мы можем рассчитать потери в диодах ВЧ-выпрямителя. Для расчета потерь в диодах при минимальном входном напряжении использованы данные таблиц 3 и 5, а также некоторые формулы и коэффициенты из методики расчета режимов квазирезонансного преобразователя, которую мы упоминали ранее. В частности, речь идет об учете потерь мощности в переходных режимах работы диодов (интервалы времени Δt1 и Δt2) [8].

Статические потери в единичном диоде D1 будут 34,82 Вт. Потери в шести диодах Pст.D1 ≈ 209 Вт. Динамические потери в D1 будут Pдин = 34,2 Вт. Суммарные потери D1 составят PD1 = 243 Вт. Статические потери в единичном диоде D2 будут 15 Вт. Динамические потери мощности в диоде D2 пренебрежимо малы, так как обратное напряжение на диоде возрастает с нулевого значения («плавная» зарядка резонансного конденсатора, который включен параллельно этому диоду). Суммарные потери в четырех диодах будут PD2 = 60 Вт. Потери мощности в дросселе выходного ВЧ-фильтра вычислим, экстраполируя данные в [6]. В результате мы получим суммарные потери в дросселе фильтра PДр. ВЧ-Ф = 103 Вт.

Расчет потерь в сетевом субблоке Вх.СБ, а также суммарных потерь в КвРП

Как уже указывалось в первой части статьи [1], основным звеном постоянного тока, который входит во все изделия системы вторичного электропитания, является сетевой преобразователь с регулируемым Uвых AC/DC. Это устройство состоит из сетевого субблока Вх.СБ-Pн AC/DC и подключенного к его выходному напряжению блока конвертора, для которого ввиду примененного типа преобразователя принято обозначение КвРП-Uкон-Pн. Поэтому, чтобы оценить потери и КПД всего устройства (звена постоянного тока), нам необходимо рассчитать потери мощности входного сетевого субблока.

Это унифицированное устройство имеет типовую структуру, которая была описана выше. Для нашего случая в качестве выпрямителя используется мост Ларионова. Кроме того, так же как для всех мощных входных сетевых устройств, в нем всегда есть устройство ограничения тока заряда конденсатора НВФ, то есть тиристор и схема для его управления [3]. Поэтому представляется целесообразным рассчитать потери мощности для этого субблока, экстраполируя данные для аналогичного узла блока мощностью 10,5 кВт [6]. В результате суммарные потери мощности субблока Вх.СБ-14 при выходной мощности 14 кВт будут Pпот. Вх.СБ = 172 Вт.

Теперь можно определить все составляющие потерь мощности для звена постоянного тока, с учетом потерь в узле управления (УУ) и вспомогательном ИВЭ собственных нужд. Эти данные приведены в таблице 6.

Таблица 6. Суммарные потери в звене постоянного тока

Наименование блока, узла Потери мощности, Вт
Субблок Вх.СБ–14 АC/DC Pпот.Вх.СБ = 172
КвРП–Uкон–12, Uкон = 150 В Силовые транзисторы ЭК и диоды рекуперации ЭК состоит из восьми параллельных транзисторов:
в одном транзисторе 11,3;
в плече — 90,4; всего в двух ЭК 180,8;
диодов рекуперации — 10 Pпот. эк ≈ 191
Силовой ВЧ-трансформатор: Ктр = W2/W1 = 0,53 Pст = 116,3; Pм = 42,4; Pпот.тр.с ≈ 159
Выходной ВЧ-выпрямитель:
выпрямительные диоды, «нулевой» диод
Выпрямительный диод состоит из шести параллельных диодов:
PD1 = 243;
«нулевой» диод состоит из четырех параллельных диодов:
PD2 = 60; P∑пот.ВЧ-Выпр. = 303
Выходной ВЧ-дроссель фильтра Выходной дроссель фильтра состоит из 12 параллельных дросселей:
P∑ Др. ВЧ-Ф = 103
Узел управления УУ Pуу = 80  
Суммарные потери мощности в звене постоянного тока Сет. ВЧ. пр. Рег. Uкон Pпот.зв.пост. = 172+191+159+303+103+80 = 1008 Вт
при Pн = 12 кВт (150 В, 80 А). КПД: ηзв.пост. = Pн/(Pн+Pпот. зв.пост), ηзв.пост. = 0,92

Таким образом, мы описали четыре основных этапа оптимального алгоритма методики синтеза унифицированных блоков и узлов [1]. Осталось рассмотреть последний этап, который заключается в оценке качества оптимизации полученных модификаций унифицированных узлов и блоков, с помощью которых можно значительно упростить синтез СВЭП для РЭА проектируемого гипотетического судна или корабля ВМФ.

Необходимо отметить, что комплексная оценка уровня унификации узлов и блоков оптимизируемой СВЭП может быть выполнена только тогда, когда разработаны (рассчитаны) все устройства, входящие в систему вторичного электропитания. Именно на этом этапе проектирования формируется итоговая картина, основу которой составляет общее количество следующих устройств: функциональные изделия (инверторы, блоки стабилизаторов и т. п.), унифицированные узлы, субблоки и блоки, а также их модификации.

Кроме того, к этому времени обычно известны сроки изготовления первой партии серийных изделий. Тогда появляется определенность в количестве унифицированных блоков, устанавливаемых на судне-носителе (корабле) для штатного комплектования РЭА, с учетом устройств, которые составляют комплект ЗИП. После этого определяется окончательное количество унифицированных узлов и блоков, которые должны быть заказаны и изготовлены, с целью оснащения СВЭП для РЭА одного носителя.

Именно после этого можно для каждого типа унифицированного блока, узла и т. п. рассчитать коэффициент унификации (применяемости) для одного объекта (носителя). Этот коэффициент Кун.бл. представляет собой отношение (количество унифицированных блоков одного наименования) к общему количеству изделий и блоков, входящих в СВЭП.

Расчет коэффициентов унификации узлов и блоков системы электропитания

Для определения Кун.бл. необходимо знать следующие параметры СВЭП:

  • количество функциональных изделий и их модификации (табл. 1);
  • количество унифицированных узлов, субблоков и блоков, с учетом их модификаций;
  • количество штук унифицированного устройства одного наименования, например те, что приведены в табл. 2, которые входят в состав одного изделия или блока СВЭП.

Проведем подсчет количества различных унифицированных устройств. Количество субблоков Вх.СБ и унифицированных узлов МП4И, МП6И — 7. Количество изделий и унифицированных блоков (табл. 2) — 15.

Таким образом, получим общее количество изделий и блоков в СВЭП, которое равно 22. Покажем, в качестве примера, как рассчитать коэффициент унификации для блока КвРП-Uкон-Pн, модификация Pн = 7 кВт. Для того чтобы каждый раз, упоминая этот блок, не писать длинное его наименование, обозначим его как А7, где буква А означает наименование конвертора (табл. 2), а цифра 7 — его базовую модификацию 7 кВт. Анализируя данные таблиц 1 и 2, а также учитывая, что для применения в инверторе ИН-3 необходимо использовать три блока типа А7, которые включаются параллельно, мы получим общее количество этих блоков — 14.

При этом отметим, что блок А7 используется в шести изделиях: ИН-1; ИН-3; СПН-30; СПН-230; БЗА-6, именно в тех модификациях, которые рассчитаны на выходную мощность 4,0; 4,5; 5,0; 6,0 и 15 кВт (для ИН-3).

В результате мы получим коэффициент унификации для рассматриваемого унифицированного блока Кун.А7 = 14/22 ≈ 0,64. Такой же коэффициент унификации мы получим для субблока Вх.СБ-Pн, а именно для его модификации на 7,5 кВт (табл. 2), так как это устройство входит в состав блока А7.

Для сравнения рассчитаем коэффициент унификации для другого унифицированного блока, тоже типа А, но на мощность 3 кВт. По аналогии с предыдущим блоком обозначим его как А3. Судя по данным табл. 1 и 2, блок А3 используется в четырех изделиях: ИН-1; СПН-30; СПН-230; БЗА-2, а именно в тех модификациях, которые рассчитаны на выходную мощность 2,0 и 2,4 кВт. В результате мы получим коэффициент унификации для рассматриваемого унифицированного блока Кун.А3 = 4/22 ≈ 0,18.

Теперь мы можем предположить, что коэффициенты унификации любого из унифицированных узлов, субблоков и блоков синтезированной СВЭП находятся в пределах Кун.бл. = 0,18–0,64. А это значит, что в системе вторичного электропитания РЭА применяются унифицированные устройства, составляющие от 20 до 60% от общего количества изделий и блоков СВЭП.

Заключение

  1. Рассмотрен и обоснован алгоритм и основные этапы методики синтеза унифицированных блоков и узлов, предназначенных для оптимизации параметров системы вторичного электропитания РЭА судов морского флота.
  2. Основные этапы методики:
    • синтез типономинального ряда;
    • выбор и обоснование типовых структурных схем (блоков и узлов);
    • предварительный расчет основных энергетических параметров (КПД, напряжения, тока и т. п. для каждого блока);
    • анализ выбранных устройств электропитания для выявления типовых унифицированных изделий;
    • оценка качества оптимизации для унифицированных блоков СВЭП.
  3. В качестве примера синтеза СВЭП на основе предложенной инженерной методики проведен расчет типового устройства вторичного электропитания, которое входит в судовую аппаратуру, состоящую из конкретного набора разрабатываемых агрегатов и приборов, устанавливаемых на гипотетическое судно.
  4. Комплексная оценка степени унификации синтезированной СВЭП характеризуется коэффициентом унификации — Кун.бл., который можно рассчитать для каждого унифицированного устройства.

Литература

  1. Эраносян С. А., Мацерат И. А. Проблемы разработки и выбора унифицированных узлов и блоков вторичного электропитания для РЭА морского флота. Ч. 1 // Силовая электроника. 2012. № 3.
  2. Новый англо-русский словарь по электронике: в 2 тт. / Сост. Ф. В. Лисовский. Т. I: A–L. М.: ABBYY Press, 2009.
  3. Эраносян С. А. Сетевые блоки питания с высокочастотными преобразователями. Л.: Энергоатомиздат, 1991.
  4. Эраносян С., Ланцов В. Интеллектуальные силовые модули для источников питания — один из путей возрождения отечественной электроники ХХI века // Электрическое питание. 2005. № 1, 2.
  5. Эраносян С., Ланцов В. Разработка интегрированных силовых модулей и их применение в источниках вторичного электропитания // Современная электроника. 2006. № 8.
  6. Эраносян С., Ланцов В. Сверхмощные импульсные блоки питания: выбор концепции // Современная электроника. 2010. № 8.
  7. Эраносян С., Ланцов В. Источники бесперебойного питания: новый подход к синтезу // Силовая электроника. 2007. № 4. 2008. № 1.
  8. Эраносян С., Ланцов В. Квазирезонансные источники вторичного электропитания: проблемы, новый взгляд // Силовая электроника. 2007. № 3.
  9. http://www.ferrite.ru
  10. http://www.mag-inc.com
  11. http://www.microsemi.com
  12. http://www.cree.com/power
  13. Войтович В., Гордеев А., Думаневич А. Si, GaAs, SiC, GaN — силовая электроника. Сравнение, новые возможности // Силовая электроника. 2010. № 5.
*  *  *

Другие статьи по этой теме


Скачать статью в формате PDF

Скачать статью в формате PDF 2012_04_22.pdf  

 
ПОДПИСКА НА НОВОСТИ

Оцените, пожалуйста, удобство и практичность (usability) сайта:
Хорошо
Нормально
Плохо