Силовая электроника №4'2012

Зависимость КПД сварочного инвертора от характеристик тока

Бардин Вадим

Пивкин Антон


Приведены результаты исследования схемы инверторного сварочного аппарата знакопеременного тока частоты ультразвукового диапазона с целью оценки взаимосвязи его КПД со спектром тока при разных рабочих частотах и скважности импульсов. Показано, что в случае использования IGBT в качестве коммутирующих ключей повышение рабочей частоты выше 30–35 кГц нецелесообразно из-за быстрого нарастания в них потерь, а на выходе аппарата следует устанавливать дроссель с индуктивностью порядка 10 мкГн.

В последние два десятилетия в области сварочного приборостроения четко прослеживается тенденция перехода от громоздких трансформаторно-дроссельных аппаратов переменного и постоянного тока к малогабаритным и эффективным транзисторным инверторным сварочным аппаратам (ИСА). Абсолютное большинство представленных в настоящее время на рынке отечественных и зарубежных ИСА предназначены для осуществления сварки только на постоянном токе. На кафедре радиотехники Мордовского государственного университета ведутся активные работы по созданию приборов нового класса — сварочных инверторов знакопеременного тока частоты ультразвукового диапазона. Результаты разрушающих испытаний нескольких партий образцов, полученных путем сварки на постоянном токе, на переменном токе промышленной частоты и на знакопеременном токе частоты 25 кГц, показали, что в последнем случае прочность соединений повышается на 8–10% [12].

Однако появление ИСА переменного тока частоты 25–50 кГц вызвало и появление новых вопросов, требующих ответа. Одним из таких вопросов является оценка КПД ИСА и связь этого показателя с рабочей частотой тока и его спектром. Дело в том, что ток ИСА имеет форму знакопеременных импульсов, а его стабилизация и регулирование осуществляются путем широтно-импульсной модуляции (ШИМ). Кроме того, такая форма тока при изменении рабочей частоты и скважности импульсов приводит к формированию широкого спектра составляющих, что может стать проблемой при обеспечении требований по электромагнитной совместимости (ЭМС) аппарата.

Для получения ответов на эти вопросы было проведено исследование ИСА, выполненного по схеме сдвоенного полумоста (рис. 1) [34].

 Упрощенная схема инверторного сварочного аппарата знакопеременного тока

Рис. 1. Упрощенная схема инверторного сварочного аппарата знакопеременного тока

Спектральный состав тока анализировался на компьютерной модели ИСА в среде MATLAB Sym Power System и на функциональном макете аппарата. При построении модели были учтены основные параметры входящих в нее элементов:

  • внутреннее сопротивление источника питания 0,1 Ом;
  • сопротивление VT во включенном состоянии 61 мОм;
  • индуктивность VT во включенном состоянии 12 нГн;
  • падение напряжения на VT в прямом направлении 1 В;
  • время спада тока VT до уровня 0,1 от тока в момент выключения — 1 мкс;
  • сопротивление демпфирующей цепи VT 22 Ом;
  • емкость демпфирующей цепи 3300 пФ;
  • номинальная полная мощность трансформатора 3 кВА;
  • номинальная частота трансформатора 25 кГц;
  • сопротивление цепи намагничивания 500 о.е.;
  • индуктивность цепи намагничивания 500 о.е.;
  • действующее значение напряжения первичной обмотки 310 В;
  • активное сопротивление первичной обмотки 0,002 о.е.;
  • индуктивность рассеяния первичной обмотки 0,001 о.е.;
  • действующее значение напряжения вторичной обмотки 40 В;
  • активное сопротивление вторичной обмотки 0,002 о.е.;
  • индуктивность рассеяния вторичной обмотки 0,001 о.е.;
  • индуктивность выводов входных конденсаторов, распределенная индуктивность силовых шин и силовых проводников 0,1 мкГн.

В модель введена индуктивность, которая включает в себя распределенную паразитную индуктивность выводов конденсаторов и распределенную индуктивность проводников. Ее величина оказывает существенное влияние на характер процессов, поскольку при коммутации больших токов с высокой скоростью наличие этой индуктивности приводит к возникновению перенапряжений на силовых ключах [5].

При исследовании компьютерной модели были заданы следующие исходные параметры: рабочая частота — 25 кГц, нагрузка — 0,3 Ом, скважность — 2–10. На рис. 2 приведена временная диаграмма выходного тока, полученная путем компьютерного моделирования, а на рис. 3 — осциллограмма выходного напряжения (пропорционального току нагрузки) макетного образца, измеренная на нагрузке 0,3 Ом. (В компьютерной модели и в макетном образце присутствует выходной дроссель L1.)

 Временная диаграмма тока в нагрузке

Рис. 2. Временная диаграмма тока в нагрузке, полученная в модели при скважности 10, частоте 25 кГц и нагрузке 0,3 Ом
 Осциллограмма напряжения на нагрузке реального аппарата

Рис. 3. Осциллограмма напряжения на нагрузке реального аппарата при скважности 10, частоте 25 кГц, нагрузке 0,3 Ом. Делитель 1/10

На рис. 4 отображен полученный на компьютерной модели спектр выходного тока инвертора, из которого следует, что в нем отсутствует постоянная составляющая, а ширина достигает 400–500 кГц. Измерения, выполненные на физическом макете, подтвердили эти результаты.

 Спектр выходного тока при скважности 10

Рис. 4. Спектр выходного тока при скважности 10, частоте 25 кГц и нагрузке 0,3 Ом

На рис. 5 приведена зависимость ширины спектра тока от скважности импульсов.

 Характер изменения ширины спектра импульсов тока

Рис. 5. Характер изменения ширины спектра импульсов тока в зависимости от скважности

Функциональные блоки приложения MATLAB Sym Power System позволяют измерять и вычислять действующее значение напряжения и тока (RMS), а также активную мощность (Р) и КПД. Для этого использовались следующие выражения:

Величина сварочного тока, энергетическая мощность спектра и КПД связаны при ШИМ-регулировании с величиной скважности импульсов тока транзисторов инвертора. Соответствующая зависимость приведена на рис. 6.

 Зависимость КПД ИСА переменного тока от скважности импульсов

Рис. 6. Зависимость КПД ИСА переменного тока от скважности импульсов при частоте 25 кГц и нагрузке 0,3 Ом

На рис. 7 показана зависимость КПД от частоты импульсов сварочного тока при фиксированной скважности, равной 2.

 Зависимость КПД от частоты импульсов при скважности 2, нагрузке 0,3 Ом

Рис. 7. Зависимость КПД от частоты импульсов при скважности 2, нагрузке 0,3 Ом, при наличии выходного дросселя (сплошная линия) и его отсутствии (прерывистая линия)

Первоначально в модели ИСА на выходе был установлен дроссель величиной 1 мкГн. На рис. 7 видно, что при наличии выходного дросселя с увеличением частоты импульсов выходного тока от 25 кГц до 200 кГц КПД аппарата резко падает. При 25 кГц η = 0,9; а при 200 кГц η = 0,29. Очевидно, что в этом случае на КПД влияют потери в выходном дросселе, которые увеличиваются с ростом частоты.

Если исключить из модели выходной дроссель и вновь оценить КПД на разных частотах (прерывистая линия на рис. 7), то в данном случае КПД также снижается с ростом частоты импульсов выходного тока, но менее резко. При 25 кГц η=0,94, а при 200 кГц η = 0,61. Установка выходного дросселя существенно сужает выходной спектр ИСА. На рис. 8 приведен характер изменения спектра в зависимости от частоты импульсов сварочного тока при наличии и при отсутствии выходного дросселя. Видно, что ширина спектра при отсутствии выходного дросселя в два раза больше, чем при его наличии.

 Характер изменения спектра в зависимости от частоты при скважности 2, нагрузке 0,3 Ом

Рис. 8. Характер изменения спектра в зависимости от частоты при скважности 2, нагрузке 0,3 Ом, при наличии выходного дросселя (сплошная линия) и его отсутствии (прерывистая линия)

Помимо выходного дросселя, на КПД ИСА с ростом частоты влияют динамические и статические потери в ключевых элементах, а также потери в трансформаторе. Для выявления цепочки потерь в инверторном сварочном аппарате в модели ИСА была измерена мощность на входе аппарата, на первичной обмотке трансформатора, на вторичной обмотке трансформатора при наличии и отсутствии выходного дросселя. На рис. 9 показана зависимость от частоты мощности, рассеиваемой на транзисторах, а на рис. 10 — зависимость от частоты мощности, рассеиваемой на трансформаторе.

 Зависимость мощности, рассеиваемой на транзисторах, от частоты при фиксированной скважности

Рис. 9. Зависимость мощности, рассеиваемой на транзисторах, от частоты при фиксированной скважности, равной 2, при наличии выходного дросселя (сплошная линия) и его отсутствии (прерывистая линия)
 Зависимость мощности, рассеиваемой на трансформаторе

Рис. 10. Зависимость мощности, рассеиваемой на трансформаторе, от частоты при фиксированной скважности, равной 2, при наличии выходного дросселя (сплошная линия) и его отсутствии (прерывистая линия)

Анализ зависимостей (рис. 9 и 10) показывает, что с ростом частоты наибольшую долю в потери мощности вносит мощность, рассеиваемая на транзисторах. Так, например, при параметрах транзисторов, указанных в начале статьи, мощность, рассеиваемая на транзисторах при частоте 100 кГц, при наличии дросселя составляет 35% от потребляемой мощности, в то время как на трансформаторе рассеивается лишь 1,2% потребляемой мощности. При отсутствии выходного дросселя на частоте 100 кГц на транзисторах рассеивается 14% потребляемой мощности. При замене моделей транзисторов моделью идеальных ключей мощность рассеивается только на трансформаторе и составляет 1,2% на частоте 100 кГц.

На основании полученных результатов можно сделать ряд выводов:

  • С точки зрения КПД нецелесообразно переходить на частоты выше 25–30 кГц, поскольку современные IGBT не используются на частотах выше 30–35 кГц ввиду увеличения потерь. Этот факт также хорошо виден в результатах моделирования: с ростом частоты КПД ИСА резко падает, и наибольшую долю в потери мощности вносит именно мощность, рассеиваемая на транзисторах.
  • С точки зрения оптимальной зоны КПД на частоте 25 кГц выходной дроссель с индуктивностью 10 мкГн не оказывает на него существенного влияния (при наличии дросселя КПД равен 0,9; при отсутствии выходного дросселя — 0,94). Но в то же время при отсутствии выходного дросселя происходит расширение выходного спектра в два раза.

Таким образом, для получения высокого КПД и ограничения спектра целесообразно использовать частоту 25–30 кГц и устанавливать в ИСА выходной дроссель величиной порядка 10 мкГн.

Литература

  1. Бардин В. М., Борисов Д. А. Целесообразность и возможность создания сварочных аппаратов переменного тока высокой частоты // Сварочное производство. 2010. № 6.
  2. Бардин В. М., Борисов Д. А. Сварочный аппарат переменного тока высокой частоты // Сварочное производство. 2011. № 5.
  3. Пат. № 2311996 (РФ), МПК 8 В23 К9/09. Способ дуговой сварки и устройство для его осуществления / В. М. Бардин, Д. А. Борисов // Бюл. 2007. № 34.
  4. Пат. № 2412031 (РФ), МПК 8 В23 К9/09. Устройство для электродуговой сварки / В. М. Бардин, Д. А. Борисов // 20.02.2011.
  5. Колпаков А. И. Проблемы электромагнитной совместимости мощных импульсных преобразователей // Силовая электроника. 2006. № 2.
*  *  *

Другие статьи по этой теме


Скачать статью в формате PDF

Скачать статью в формате PDF 2012_04_51.pdf  

 
ПОДПИСКА НА НОВОСТИ

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