Đề tài Thiết kế máy phát điện ba pha và hệ thống ổn định điện áp cho máy phát

ĐỀ TÀI Thiết kế máy phát điện ba pha và hệ thống ổn định điện áp cho máy phát Giáo viên hướng dẫn : Sinh viên thực hiện : MỤC LỤC Trang Lời nói đầu 1 Phần I : Giới thiệu về máy phát điện xoay chiều 3 I. Định nghĩa và công dụng 3 II. Đặc điểm và cấu tạo 3 II.1 Đặc điểm 4 II.2 Cấu tạo 5 III. Các đặc tính của máy phát đồng bộ 8 III.1 Đặc tính không tải 9 III.2 Đặc tính ngắn mạch và tỷ số ngắn mạch 9 III.3 Đặc tính ngoài và độ thay đổi điện áp máy phát 12 III.4 Đặc tính điều chỉnh 13 III.5 Đặc tính tải 13 III.6 Tổn hao và hiệu suất của máy điện đồng bộ 15 Phần II : Thiết kế tính toán điện từ và thiết kế kết cấu 17 Chương I. Tính toán và xác định kích thước chủ yếu 17 Chương II. Tính toán kích thước Stator, dây quấn Stator và khe hở không khí. 20 Chương III.Tính toán cực từ Rôtor 30 Chương IV. Tính toán mạch từ 32 Chương V. Tham số của dây quấn Stator ở chế độ định mức 37 Chương VI. Tính toán dây quấn kích từ và tham số mạch kích từ 42 Chương VII. Tính khối lượng, tính tổn hao và tính toán nhiệt 49 Chương VIII. Tính toán kết cấu 55 Phần III : Thiết kế sơ đồ và tính toán mạch ổn định điện áp 60 Chương I. Khái quát về hệ kích từ máy điện đồng bộ 60 I.1 Đại cương 61 I.2 Các loại hệ kích từ máy điện đồng bộ 61 I.3 Giới thiệu các sơ đồ chỉnh lưu thường gặp 65 Chương II. Tính chọn thiết bị mạch động lực 81 II.1 Sơ đồ mạch động lực 81 II.2 Tính chọn các thông số của mạch động lực 82 II.2.1 Chọn van động lực 82 II.2.2 Chọn máy biến áp chỉnh lưu 83 II.2.3 Chọn các thiết bị bảo vệ 84 Chương III. Thiết kế sơ đồ nguyên lý mạch điều khiển ổn định điện áp máy điện đồng bộ 87 III.1 Mạch điều khiển Thyristor đơn giản 87 III.2 Nguyên lý thiết kế mạch điều khiển 88 III.3 Sơ đồ khối mạch chỉnh lưu 90 III.4 Thiết kế sơ đồ nguyên lý 91 III.4.1 Giới thiệu một số sơ đồ trong các khâu. 91 III.4.2 Xây dựng mạch điều khiển. 100 III.5 Tính chọn thông số mạch điều khiển . 105 III.5.1 Tính chọn biến áp xung. 105 III.5.2 Tính chọn tầng khuếch đại cuối cùng. 105 III.5.3 Tính chọn tầng so sánh. 106 III.5.4 Tính chọn khâu đồng pha. 107 III.5.5 Tạo nguồn nuôi. 108 III.6 Tính chọn khâu phản hồi. 110 III.6.1 Sơ đồ khâu phản hồi dòng. 110 III.6.2 Tính chọn khâu phản hồi dòng và phản hồi áp. 112 Tài liệu tham khảo LỜI NÓI ĐẦU Năng lượng là một vấn đề cực kỳ quan trọng trong xã hội ta. Ở bất kỳ quốc gia nào, năng lượng nói chung và năng lượng điện nói riêng luôn luôn được coi là nghành công nghiệp mang tính chất xương sống cho sự phát trển của nền kinh tế. Việc sản xuất và sử dụng điện năng một cách hiệu quả luôn được coi trọng một cách đặc biệt. Ý nghĩa quan trọng và cũng là mục tiêu cao cả nhất của nghành công nghiệp then chốt này là nhằm nâng cao đời sống của mỗi người dân. Xã hội không nghừng phát triển, sinh hoạt của nhân dân không ngừng được nâng cao nên cần phải phát triển nhiều loại máy điện mới. Tốc độ phát triển của nền sản xuất công nông nghiệp của một nước đòi hỏi sự phát triển tương ứng của nghành công nghiệp điện lực. Do đó yêu cầu nghành chế tạo máy điện có những yêu cầu cao hơn. Máy phát điện đồng bộ đóng một vai trò quan trọng trong hệ thống điện, nơi mà tính ổn định luôn được đòi hỏi cao. Ổn định được điện áp đầu cực máy phát là nhờ vào các bộ ổn định điện áp máy phát. Bộ điều khiển ổn định điện áp máy phát bằng điều khiển dòng hoặc áp kích từ đi vào máy phát đã có một lịch sử phát triển. Vào những năm 1920, khi con người nhận thấy vai trò quan trọng của việc ổn định quá trình quá độ của hệ thống thông qua các bộ điều khiển đáp ứng nhanh, các thiết kế cho hệ thống kích từ và hệ thống điều khiển điện áp đã phát triển và cải tiến công nghệ không nghừng . Cùng với sự phát triển của công nghệ kích từ có vành trượt đến không vành trượt, từ thao tác bằng tay đến tự động hóa hoàn toàn là sự phát triển của các thiết bị điện tử công suất như Thyristor, các loại Tranzitor, Triac…Bên cạnh đó cũng hình thành các bộ ổn định điện áp. Với yêu cầu của đồ án “ Thiết kế máy phát điện ba pha công suất 12kVA và hệ thống ổn định điện áp cho máy phát ” với các số liệu U = 400V, f = 50Hz, n = 1500vg/ph, Cosj = 0,8. Với công suất 12kVA không phải là quá lớn nó sẽ rất phù hợp làm nguồn dự phòng cho các hộ dân cần sử dụng điện một cách liên tục để sản xuất kinh doanh, hoặc cũng có thể sử dụng cho các khu chung cư nhỏ, siêu thị nhỏ … Những máy phát cấp công suất này hầu như chỉ phục vụ cho những nhu cầu về điện một cách riêng lẻ mà không thực sự đóng vai trò ổn định trong hệ thống điện lớn. Nhưng em cho rằng việc thiết kế một máy điện nhỏ và mang tính thiết thực này rất quan trọng. Nó không chỉ đơn thuần cho mục đích sử dụng nhỏ mà còn phục vụ cho công tác nghiên cứu những máy điện cỡ lớn ở hiện tại và tương lai. Nội dung đồ án thiết kế bao gồm ba phần, mười một chương : Phần I : Giới thiệu về máy phát điện xoay chiều Phần II : Thiết kế điện từ và thiết kế kết cấu máy phát điện. Chương I : Tính toán và xác định kích thước cơ bản của máy điện Chương II : Tính toán dây quấn, rãnh stator và khe hở không khí Chương III : Tính toán cực từ Rôtor. Chương IV : Tính toán mạch từ Chương V : Tính toán tham số của máy phát điện ở chế độ định mức Chương VI : Tính toán dây quấn và thông số mạch kích từ. Chương VII : Tính trọng lượng vật liệu, tính tổn hao, tính toán nhiệt. Chương VIII : Tính toán kết cấu. Phần III : Thiết kế sơ đồ và tính toán mạch ổn định điên áp máy phát. Chương I : Khái quát hệ kích từ máy điện đồng bộ. Chương II : Tính chọn thiết bị mạch động lực. Chương III : Thiết kế sơ đồ nguyên lý mạch điều khiển ổn định điện áp. Qua thời gian làm đồ án, được sự giúp đỡ của các thầy cô giáo trong bộ môn, đặc biệt là sự hướng dẫn tận tình của thầy Bùi Đức Hùng, cùng với sự nỗ lực của bản thân em đã hoàn thành đồ án tốt nghiệp. Song thời gian có hạn và vốn kiến thức của em chưa được rộng nên trong quá trình tính toán thiết kế không thể tránh khỏi những thiếu sót. Vì vậy em mong nhận được sự chỉ bảo của quí thầy cô để Đồ án tốt nghiệp của em được hoàn thiện hơn. Cuối cùng em xin chân thành cảm ơn thầy giáo Bùi Đức Hùng và tất cả quí thầy cô đã giúp em hoàn thành Đồ án tốt nghiệp này. PHẦN I GIỚI THIỆU VỀ MÁY PHÁT ĐIỆN XOAY CHIỀU Máy điện đồng bộ được sử dụng rộng rãi trong công nghiệp. Phạm vi sử dụng chính là biến đổi cơ năng thành điện năng, nghĩa là làm máy phát điện. Điện năng ba pha chủ yếu dùng trong nền kinh tế quốc dân và trong đời sống sinh hoạt được sản xuất từ các máy phát điện quay bằng tuabin hơi hoặc khí hoặc nước. Ngoài ra máy phát điện còn được kéo các động cơ khác như động cơ Điêzel, động cơ xy lanh hơi nước, động cơ chạy bằng nhiên liệu Hyđro…được chế tạo với công suất vừa và nhỏ nhằm dùng cho các tải địa phương, dùng làm máy phát dự phòng. Ngoài ra các động cơ đồng bộ công suất nhỏ( đặc biệt là các động cơ đồng bộ kích từ bằng nam châm vĩnh cửu ) cũng được dùng rất rộng rãi trong các trang bị tự động và điều khiển. ĐỊNH NGHĨA VÀ CÔNG DỤNG I.1 Định nghĩa Những máy phát điện xoay chiều có tốc độ quay Rôtor n bằng tốc độ quay của từ trường n1 gọi là máy điện đồng bộ, có tốc độ quay Rôtor luôn không đổi khi tải thay đổi. I.2 Công dụng Máy phát điện đồng bộ là nguồn điện rất quan trọng của các lưới điện công nghiệp. Trong đó các động cơ sơ cấp là các tuabin hơi nước hoặc tuabin nước. Công suất đơn chiếc mỗi máy có thể đạt đến 1200MW đối với máy phát tuabin hơi và đến 560MW đối với máy phát tuabin nước. Các lưới điện công suất nhỏ, máy phát điện được kéo bởi động cơ Điêzel hoặc các tuabin khí, chúng có thể làm việc riêng lẻ hoặc hai ba máy làm việc song song với nhau. Các máy phát điện đồng bộ hầu hết được đặt ở các trạm phát điện xoay chiều, chúng được sử dụng rộng rãi trong mọi lĩnh vực : trong cuộc sống, công nghiệp, giao thông vận tải, các nguồn điện dự phòng, điện năng trên các phương tiện di động… ĐẶC ĐIỂM VÀ CẤU TẠO 1 Đặc điểm Máy phát điện đồng bộ thường được kéo bởi tuabin hơi hoặc tuabin nước, vì vậy chúng được gọi là máy phát tuabin hơi hoặc máy phát tuabin nước. Đối với máy phát điện tuabin hơi, do đặc trưng là tốc độ cao tới vài nghìn vòng/phút nên máy phát điện thường có kết cấu Rôtor cực ẩn với đường kính nhỏ để giảm thiểu lực ly tâm. Và ngược lại, đối với máy phát điện tuabin nước, tốc độ thấp nên thường có Rôtor cực lồi, đường kính có thể lên tới 1,5m tùy theo công suất của máy. Máy phát điện ba pha thường gặp nhất là máy phát điện mà dòng điện một chiều được đưa vào cuộn dây kích từ thông qua hệ thống vành trượt. Cực từ của máy phát điện ba pha được kích thích bằng dòng điện một chiều và được đặt ở phần quay, còn dây quấn phần ứng với ba pha được đặt ở phần tĩnh và nối ra tải. Cũng có thể đặt cực từ ở phần tĩnh và dây quấn phần ứng ở phần quay giống trong máy điện một chiều, máy điện đồng bộ công suất nhỏ, vì sự trao đổi vị trí đó không làm thay đổi nguyên lý làm việc cơ bản của máy. Nguyên lý làm việc của máy điện nói chung và máy phát điện đồng bộ nói riêng đều dựa trên định luật cảm ứng điện từ. Nguyên lý làm việc cơ bản như sau : N A B C Hình 1.1 cấu tạo của Stator. Stator của máy phát điện đồng bộ đồng bộ có dây quấn ba pha được đặt cách nhau một góc 1200 trong không gian, được gọi là phần ứng, cảm ứng ra các sức điện động cung cấp ra tải ( hình 1.1 ). Còn Rôtor của máy phát điện, với cấu tạo dây quấn cực từ ( cực lồi với đối với máy phát có tuabin tốc độ thấp như các máy phát tuabin nước, các máy phát công suất nhỏ và cực ẩn với tuabin có tốc độ cao như máy phát Điêzel, tuabin hơi và khí ) làm nhiệm vụ tạo ra từ trường phần cảm. Khi Rôtor quay với tốc độ n thì từ trường cực từ sẽ quét và cảm ứng lên các dây quấn phần ứng các sức điện động xoay chiều hình sin lần lượt lệch pha nhau 1200 theo chu kỳ thời gian, có trị số hiệu dụng là : EO=4,44.f.Wl.Kdq.F0 Trong đó : E0 là sức điện động pha. W1 số vòng dây pha. f tần số của máy phát. F0 từ thông cực từ Rôtor Kdq hệ số dây quấn. Với tần số : (1.1) Với p là số đôi cực của máy. Khi máy phát điện đồng bộ làm việc khép kín mạch với tải, có dòng điện ba pha chạy trong ba dây quấn lệch nhau góc 1200 về thời gian sẽ tạo ra từ trường quay với tốc độ n1 : (1.2) So sánh (1.1) và (1.2) ta thấy n = n1 , có nghiã là tốc độ quay của Rôtor bằng tôc độ của từ trường quay. Vì vậy ta có máy phát điện đồng bộ. Cấu tạo II.2.1 Máy cực ẩn Rôtor được làm bằng thép hợp kim chất lượng cao, được rèn thành khối hình trụ, trên đó người ta gia công phay để tạo rãnh đặt dây quấn kích từ. Phần không phay rãnh hình thành mặt cực từ. Các máy phát điện đồng bộ ba pha cực ẩn thường được chế tạo với số cực 2p = 2 , như vậy tốc độ quay của Rôtor là 3000 vòng/phút. Để hạn chế lực ly tâm trong phạm vi an toàn đối với thép hợp kim chế tạo thành lõi thép Rôtor, đường kính D của Rôtor không quá 1,1 đến 1,5mét. Tăng công suất của máy bằng cách tăng chiều dài l của lõi thép. Chiều dài tối đa của Rôtor vào khoảng 6,5mét. Dây quấn kích từ đặt trên cực từ Rôtor được chế tạo từ dây đồng trần, tiết diện chữ nhật quấn theo chiều mỏng thành các bối dây. Các vòng dây của lớp dây này được cách điện với nhau bằng một lớp mica mỏng. Dây quấn kích từ nằm trong rãnh được cố định và ép chặt bằng các thanh nêm phi từ tính đưa vào miệng rãnh. Phần đầu nối ở ngoài được đai chặt bằng các ống trụ thép phi từ tính nhằm bảo vệ chống lại lực điện động do dòng điện gây ra. Hai đầu của dây quấn kích từ đi luồn trong trục và nối với hai vành trượt đặt ở đầu trục thông qua hai chổi điện, nối với dòng kích từ một chiều. Dòng điện kích từ một chiều thường được cung cấp bởi một máy phát một chiều, hoặc xoay chiều được chỉnh lưu ( có hoặc không có vành trượt ), nối chung trục với máy phát điện. Stator của máy phát điện đồng bộ ba pha cực ẩn bao gồm lõi thép, trong đó có đặt dây quấn ba pha, ngoài là thân và vỏ máy. Lõi thép Stator được ghép và ép bằng các tấm tôn silic có phủ cách điện. Các đường thông gió làm mát cho máy được chế tạo cố định trong thân máy để đảm bảo độ bền cách điện của dây quấn và máy. II.2.2 Máy cực lồi Các máy phát điện có tốc độ quay thấp thường được chế tạo dạng cực lồi, nên khác với máy cực ẩn, đường kính D của Rôtor có thể lên đến 15met trong khi chiều dài lại nhỏ với tỷ lệ l/D = 0,15 – 0,2. Rôtor của máy phát điện đồng bộ cực lồi công suất nhỏ và trung bình có lõi thép được chế tạo bằng thép đúc và gia công thành khối hình trụ trên mặt có đặt cực từ. Ở các máy lớn, lõi thép đó được chế tạo từ các tấm thép dày từ 1 đến 6mm, được dập hoặc đúc định hình sẵn để ghép thành các khối lăng trụ và lõi thép này thường không trực tiếp lồng vào trục của máy mà được đặt trên giá đỡ của Rôtor, giá này được lồng vào trục máy. Hình 1.2 Cực từ của máy phát đồng bộ cực lồi Cực từ đặt trên lõi thép Rôtor được ghép bằng những lá thép dày 1 – 1,5mm chế tạo đuôi có hình T hoặc bằng các bulông bắt xuyên qua mặt cực và vít chặt vào lõi thép Rôtor. Dây quấn kích từ được chế tạo từ dây đồng trần tiết diện chữ nhật quấn theo chiều mỏng thành từng cuộn dây. Cách điện giữa các vòng dây là các lớp mica hoặc amiăng. Sau khi hoàn thiện gia công, các cuộn dây được lồng vào thân các cực từ. Dây quấn cản của máy phát điện đồng bộ được đặt ở trên các đầu cực có cấu tạo như dây quấn kiểu lồng sóc của máy điện không đồng bộ, nghĩa là làm bằng các thanh đồng đặt vào rãnh các đầu cực và hai dầu nối với hai vành ngắn mạch. Stator của máy phát điện đồng bộ cực lồi giống của máy phát điện đồng bộ cực ẩn. Để đảm bảo vận hành ổn định, ngoài các yêu cầu chặt chẽ đối với kết cấu về điện các kết cấu về cơ học và hệ thống làm mát cũng được thiết kế chế tạo phù hợp và tương thích với từng loại máy phát điện, đáp ứng được môi trường và chế độ làm việc. Máy phát điện đồng bộ làm mát bằng gió công suất nhỏ, có các khoang thông gió và làm mát được thiết kế chế tạo nằm giữa vỏ máy và lõi thép Stator. Đầu trục của máy được gắn một cánh quạt gió để khi quay không khí được thổi qua các khoang thông gió này. Bên ngoài vỏ máy cũng được chế tạo với các sống gân hoặc cánh toả nhiệt nhằm làm tăng diện tích bề mặt trao đổi nhiệt cho máy. Phổ biến nhất là các máy phát điện đồng bộ được làm mát bằng nước hoặc bằng khí và được áp dụng cho các máy có công suất từ vài chục kW trở lên. Trong trường hợp máy phát điện có công suất nhỏ và cần di động thì thường dùng Điêzel làm động cơ sơ cấp và được gọi là máy phát điện Điêzel. Máy phát điện Điêzel thường có cấu tạo cực lồi. Đặc điểm khác biệt giữa những máy điện công suất nhỏ và máy điện công suất lớn ngoài kích thước của chúng khác nhau thì chúng còn khác nhau về hiệu suất làm việc, giá thành của máy cũng như giá điện sản xuất ra, thời gian làm việc của nó… Máy phát điện công suất nhỏ có cấu tạo gọn nhẹ, rất thuận lợi để làm máy phát dự phòng khi mất điện lưới, như máy phát điện Điêzel có thể linh động vận chuyển đi nơi khác để phục vụ khi cần thiết. Tuy nhiên máy điện công suất nhỏ giá thành không được rẻ vì trái vơí máy có công suất đơn chiếc càng lớn thì giá thành trên đơn vị công suất càng hạ nên nó chưa đươc sử dụng phổ biến mà nó chỉ được sử dụng ở những nơi cần thiết như bệnh viện, truyền hình, quân sự và thông tin liên lạc…Ngoài ra nó còn được sử dụng ở một số hộ dân cần điện để phục vụ sản xuất kinh doanh liên tục khi thiếu điện lưới. Hiệu suất làm việc của máy điện công suất nhỏ luôn thấp hơn những máy công suất lớn. III CÁC ĐẶC TÍNH CỦA MÁY PHÁT ĐIỆN ĐỒNG BỘ. Để làm thí nghiệm lấy các đặc tính của máy phát điện đồng bộ thì cần phải có sơ đồ nối dây của máy phát điện. Tải của máy phát là tổng trở Z có thể thay đổi. Dòng điện kích thích It của máy điện được lấy từ nguồn điện bên ngoài và được điều chỉnh nhờ vào biến trở rt . Khi vận hành thường máy phát điện cung cấp cho tải đối xứng. Chế độ này phụ thuộc vào hộ tiêu thụ điện năng nối với máy phát điện, công suất cấp cho tải không vượt quá định mức mà bằng định mức hoặc thấp hơn định mức một chút. Mặt khác các đại lượng này thông qua các đaị lượng khác như dòng điện, điện áp, dòng kích từ, hệ số Cosj, tần số f, tốc độ quay n. Để phân tích các đặc tính của máy phát điện đồng bộ ta dựa vào ba đại lượng chủ yếu là U, I, it thành lập các đặc tính sau : Đặc tính không tải E = Uo = f(it) khi I = 0 và f = fđm Đặc tính ngắn mạch In = f(it) khi U = 0 ; f = fđm Đặc tính ngoài U = f(It) khi it = const ; cosj = const ; f = fđm Đặc tính điều chỉnh It = f(I) khi U = const ; cosj = const ; f = fđm Đặc tính tải U = f(it) khi I = const ; cosj = const ; f = fđm A MF® V W A A A V V W Z Z Z H×nh 1-7: S¬ ® ®u d©y x¸c ®Þnh ®Ỉc tÝnh cđa m¸y ph¸t ®iƯn ®ng b. VRt · · · · · III.1 Đặc tính không tải E = U0 = f(it) Khi I= 0 và f= fđm Đặc tính không tải là quan hệ giữa sức điện động E cảm ứng ra cuộn dây Stator với dòng điện kích từ khi dòng điện tải bằng không. Trong hệ đơn vị tương đối máy phát điện đồng bộ cực ẩn và máy phát điện đồng bộ cực lồi khác nhau không nhiều, đặc tính không tải được hiển thị bằng đơn vị tương đối giống như trên hình 1.3 E* it* Hình 1.3 Đặc tính không tải máy phát điện Trong đơn vị tương đối : và Với itđmo là dòng điện không tải khi U = Uđm III.2 Đặc tính ngắn mạch và tỷ số ngắn mạch In = f(It) khi U= 0 và f = fđm Hình 1.4 Đồ thị véc tơ và mạch điện thay thế của máy phát điện lúc ngắn mạch Đặc tính ngắn mạch là quan hệ giữa dòng điện tải khi ngắn mạch và dòng điện kích thích khi điện áp bằng không , tần số bằng tần số định mức ( khi dây quấn phần ứng được nối tắt ngay đầu máy). Nếu bỏ qua điện trở của dây quấn phần ứng( rư = 0 ) thì mạch điện dây quấn phần ứng lúc ngắn mạch là thuần cảm ( y = 90o ) như vậy Iq = cosy = 0 và Id = I.siny = 1 Và đồ thị véc tơ của máy phát điện lúc đó như trên hình 1.4 . Cũng từ biểu thức cân bằng sức điện động : và các giả thiết như trên ta có Euđ = +j.I.xd và mạch điện thay thế của máy có dạng như trên hình 1.4. Lúc ngắn mạch phản ứng phần ứng là khử từ, mạch từ của máy không bão hoà, vì từ thông khe hở Fd cần thiết để sinh ra Ed = E – I.xưd = i.xsư rất nhỏ. Do đó quan hệ I = f(it) là đường thẳng như trên hình 1.5. H×nh 1.5 - §Ỉc tÝnh ng¾n m¹ch Tỷ số ngắn mạch K là tỷ số dòng điện ngắn mạch Ino ứng với dòng điện kích thích sinh ra sức điện động E = Uđm khi không tải với dòng điện định mức Iđm, nghĩa là K = trong đó Ino = Với xd trị số bão hoà của điện kháng đồng bộ dọc trục ứng với E = Uđm . Thay trị số của Ino vào biểu thức của K ta có : K = . Thường xd* > 1 do đó K < 1 và dòng điện ngắn mạch xác lập Ino < Iđm , vì vậy có thể kết luận rằng dòng điện ngắn mạch xác lập của máy phát điện đồng bộ không lớn. Sở dĩ như vậy là do khử từ rất mạnh của phản ứng phần ứng. Hình 1.6 Xác định tỷ số ngắn mạch K Tỷ số ngắn mạch : K = Trong đó : Ito là dòng điện kích thích khi không tải lúc Uo = Uđm Itn dòng điện kích thích lúc ngắn mạch khi I = Iđm Tỷ số ngắn mạch K là một tham số quan trọng của máy điện đồng bộ. Máy có K lớn có ưu điểm cho độ thay đổi điện áp DU nhỏ và theo biểu thức Id = Iq = nó sẽ sinh ra công suất điện từ lớn khiến cho máy làm việc ổn định khi tải dao động. Nhưng muốn K lớn nghĩa là xd* nhỏ, phải tăng khe hở d và như vậy đòi hỏi phải tăng cường dây quấn kích từ và tương ứng phải tăng kích thước của máy. Kết quả là phải dùng nhiều vật liệu hơn và giá thành của máy cao hơn. III.3 Đặc tính ngoài và độ thay đổi điện áp DUđm của máy phát đồng bộ Đặc tính ngoài là quan hệ U = f(I) khi It = const ; cosj = const và f =fđm. Hình 1.7 Đặc tính ngoài của máy phát điện đồng bộ Từ hình vẽ ta thấy dạng đặc tính ngoài phụ thuộc vào tính chất tải. Nếu tải có tính cảm khi I tăng phản ứng khử từ của phần ứng cũng tăng, điện áp giảm và đường biểu diễn đi xuống. Ngược lại nếu tải có tính dung khi I tăng, phản ứng phần ứng là trợ từ, điện áp tăng và đường biểu diễn đi lên. Độ thay đổi điện áp định mức DUđm của máy phát điện đồng bộ theo định nghĩa là sự thay đổi điện áp khi tải thay đổi từ định mức với cosj = cosjđm đến không tải, trong điều kiện không thay đổi dòng điện kích thích. Trị số của DUđm thường biểu thị theo phần trăm của điện áp định mức, nghĩa là : DUđm% = thông số DUđm% = 25% ¸ 30% III.4 Đặc tính điều chỉnh It = f(I) khi U = const ; cosj = const và f =fđm. Đặc tính điều chỉnh là quan hệ của dòng điện kích từ với dòng điện không tải để luôn giữ cho điện áp không đổi. Nó cho biết hướng điều chỉnh dòng điện It của máy phát điện đồng bộ để giữ cho điện áp ra U ở đầu máy phát điện không đổi. Hình 1.8 Đặc tính điều chỉnh của máy phát điện đồng bộ Ta thấy với tải cảm khi I tăng, tác dụng khử từ của phản ứng phần ứng tăng làm cho điện áp U bị giảm. Để giữ cho điện áp U không đổi phải tăng dòng điện từ hoá it . Ngược lại, ở tải dung khi I tăng, muốn giữ U không đổi phải giảm it . Thông thường cosjđm = 0,8 ( thuần cảm ), nên từ không tải ( U = Uđm ; I = Iđm ) phải tăng dòng điện từ hoá it khoảng 1,7 ¸ 2,2 lần. III.5 Đặc tính tải U = f(it) khi I = const ; cosj = const và f =fđm. Đặc tính tải là quan hệ giữa điện áp đầu ra của máy phát điện đồng bộ với dòng kích từ khi tải là không đổi. Với các trị số khác nhau của I và cosj sẽ có các đặc tính tải khác nhau, trong đó có ý nghĩa nhất là đặc tính tải thuần cảm ứng với cosj = 0 ( khi j = p/2 ) và I = Iđm . Đặc tính tải thuần cảm có thể suy ra được từ đặc tính không tải và tam giác điện kháng. Cách thành lập tam giác điện kháng như sau : Hình 1.9 Xác đặc tính tải thuần cảm từ đặc tính không tải và tam giác điện kháng. Từ đặc tính ngắn mạch (đường 2 ) để có trị số In = Iđm dòng điện kích thích itn hoặc sức từ động Ftn cần thiết bằng Ftn = itn = OC. Như đã biết khi máy làm việc ở chế độ ngắn mạch sức từ động của cực từ Ftn = OC gồm hai phần : một phần để khắc phục phản ứng khử từ của phần ứng BC = kưd.Fưd sinh ra Eưd ; phần còn lại OB = OC – BC sẽ sinh ra sức điện động tản từ Fsư = Iđm .xsư = AB ( điểm A nằm trên đoạn thẳng của đặc tính không tải đường 1 ) vì lúc đó mạch từ không bão hoà. Tam giác ABC được hình thành như trên được gọi là tam giác điện kháng. Các cạnh BC và AB của tam giác đều tỷ lệ với dòng điện tải định mức Iđm . Đem tịnh tiến tam giác điện kháng ABC ( hoặc tam giác OAC ) sao cho điểm A tựa trên đặc tính không tải thì đỉnh C sẽ vẽ thành đặc tính tải thuần cảm ( đường 3 ). E0 Ed -j.xưd.I - j.xsư.I U O I Hình 1.10 Đồ thị véc tơ sức điện động của máy phát điện đồng bộ ở tải thuần cảm Để có được đặc tính đó phải điều chỉnh rt và Z ( khi đó phải có cuộn cảm có thể điều chỉnh được ) sao cho I = Iđm . Dạng của đặc tính tải thuần cảm như đường 3 trên hình 1.9 và đồ thị véc tơ tương ứng với chế độ làm việc đó khi bỏ qua trị số rất nhỏ của rư như hình 1.10. III.6 Tổn hao và hiệu suất của máy điện đồng bộ Khi làm việc trong máy có các tổn hao đồng, tổn hao sắt, tổn hao kích từ, tổn hao phụ và tổn hao cơ. Tổn hao đồng là công suất mất mát trên dây quấn phần tĩnh với giả thiết là mật độ dòng điện phân bố đều trên tiết diện của dây dẫn. Tổn hao này phụ thuộc vào trị số mật độ dòng điện, trọng lượng đồng và thường được tính ở nhiệt độ 75oC. Tổn hao sắt là công suất mất mát trên mạch từ ( gông và răng ) do từ trường biến đổi hình sin( ứng với tần số f1). Tổn hao này phụ thuộc trị số tần số, trọng lượng lõi thép, chất lượng của tôn silic, trình độ công nghệ chế tạo lõi thép. Tổn hao kích từ là công suất tổn hao trên điện trở của dây quấn kích thích và của các chổi than. Tổn hao phụ bao gồm các phần sau : Tổn hao phụ do dòng điện xoáy ở thanh dẫn của các dây quấn Stator và các bộ phận khác của máy dưới tác dụng của từ trường tản do dòng điện phần ứng sinh ra. Tổn hao ở bề mặt cực từ hoặc ở bề mặt của lõi thép Rôtor , máy cực ẩn do Stator ( có rãnh và như vậy từ cảm khe hở có sóng điều hoà răng ). Tổn hao ở răng của Stator do sự đập mạch ngang và dọc do từ thông chính và do các sóng điều hoà bậc cao với tần số khác f1. Tổn hao cơ bao gồm : 1.Tổn hao công suất cần thiết để đưa không khí hoặc các chất làm lạnh khác vào các bộ phận của máy. 2. Tổn hao công suất do ma sát ở ổ trục và ở bề mặt Rôtor và Stator khi Rôtor quay trong môi chất làm lạnh ( không khí, …) Ở các máy điện đồng bộ công suất và tốc độ quay khác nhau tỷ lệ phân phối các tổn hao nói trên không giống nhau. Trong các máy phát điện đồng bộ bốn cực công suất trung bình, tổn hao đồng trong dây quấn phần tĩnh và dây quấn kích từ chiếm tới khoảng 65% tổng tổn hao. Trong khi tổn hao trong lõi thép Stator ( kể cả tổn hao chính và tổn hao phụ ) chỉ chiếm khoảng 14%. Trong máy phát điện tuabin nước công suất lớn, tốc độ chậm thì tổn hao trong dây quấn phần tĩnh và trong dây quấn kích từ chiến khoảng 35%, còn tổn hao trong lõi thép Stator thì chiếm tới 37%. Đối với máy phát tuabin nước tổn hao phui có thể chiếm tới 11%, đối với máy phát tuabin hơi chủ yếu là tổn hao bề mặt và tổn hao đập mạch vào khoảng 18%. Hiệu suất của các máy điện đồng bộ được xác định theo biểu thức : h = Trong đó P2 – công suất đầu của máy. Sp – tổng tổn hao trong máy. Hiệu suất của các máy phát điện làm lạnh bằng không khí công suất 0,5÷3000kW vào khoảng 92÷95%, công suất 3,5÷100000kW vào khoảng 95 ÷ 97,8%. Nếu làm lạnh bằng Hyđrôgen thì hiệu suất cũng có thể tăng khoảng 0,8%. PHẦN II THIẾT KẾ TÍNH TOÁN ĐIỆN TỪ VÀ THIẾT KẾ KẾT CẤU CHƯƠNG I TÍNH TOÁN VÀ XÁC ĐỊNH KÍCH THƯỚC CHỦ YẾU Những kích thước chủ yếu của máy điện đồng bộ là đường kính trong Stator D và chiều dài lõi sắt l. Mục đích của việc chọn kích thước chủ yếu này là để chế tạo ra máy kinh tế hợp lý nhất mà tính năng phù hợp với các tiêu chuẩn của nhà nước. Kích thước D, l và tỷ lệ giữa chúng quyết định trọng lượng, giá thành, các đặc tính kinh tế kỹ thuật và độ tin cậy lúc làm việc của máy. Vì vậy giai đoạn này là giai đoạn rất cơ bản của công việc thiết kế máy điện. Mặt khác kích thước D và l phụ thuộc vào công suất P, tốc độ quay n, tải điện từ A, Bd của vật liệu tác dụng của máy. Việc chọn A và Bd ảnh hưởng rất nhiều đến kích thước chủ yếu D và l. Về mặt tiết kiệm nhiên liệu thì nên chọn A và Bd lớn, nhưng nếu A và Bd quá lớn thì tổn hao đồng và sắt cũng tăng lên, làm máy quá nóng, ảnh hưởng đến tuổi thọ sử dụng máy. Do đó khi chọn A và Bd cần xét đến chất lượng vật liệu sử dụng. Nếu dùng vật liệu sắt từ tốt có thể chọn Bd lớn. Dùng dây đồng có cấp cách điện cao thì có thể chọn A lớn. Ngoài ra tỷ số giữa A và Bd cũng ảnh hưởng đến đặc tính làm việc của máy phát điện vì A đặc trưng cho mạch điện còn Bd đặc trưng cho mạch từ. Các thông số ban đầu : Công suất định mức máy phát : Pđm = 12kVA Điện áp định mức : Uđm = 400V Tần số : f = 50Hz Tốc độ định mức : n = 1500vg/ph Hệ số công suất : cosj = 0,8 Số pha : m = 3 Tính toán các thông số cơ bản : Điện áp pha của máy phát : Công suất điện từ tính toán P’: Trong đó KE là hệ số thể hiện mối quan hệ giữa sức điện động khe hở và điện áp máy phát. Hệ số KE được tính như sau : Với Và thường đối với máy phát thì xs* = 0,06 ¸ 0,15 ta chọn xs* = 0,125 Dòng điện pha định mức : Số đôi cực : Đường kính trong của Stator : Theo hình 11.2 [1] với P’ = 12,96 (kVA) và số đôi cực p = 2, đường kính trong Stator bằng : D = 22,3 (cm) Đường kính ngoài lõi sắt Stator : Trong đó KD được xác định theo số đôi cực KD = 0,66 ¸ 0,7 với 2p = 4. Ta chọn KD = 0,68 Theo bảng 11.2 [1] ta chọn đường kính ngoài Dn = 32,7 (cm). Chiều cao tâm trục h = 20 (cm). Bước cực : Sơ bộ chiều dài tính toán của Stator : Trong đó : P’- công suất tính toán (kVA) kdl - hệ số dây quấn. Với máy có P = 12kVA và 2p = 4 thì hệ số dây quấn nằm trong khoảng 0,91 ¸ 0,92. Do đó chọn kdl = 0,92 ad - hệ số cung cực từ. Chọn ad = 0,66 ks - hệ số dạng sóng. Chọn ks = 1,15 ad.ks - tích số. ad.ks = 0,75 A - tải đường. Theo hình 11.4 [1] với bước cực t = 17,514(cm) ta có A = 162 (A/cm) Bd - tải điện từ. Theo hình 11.4 [1] với bước cực t = 17,514(cm) ta có Bd = 0,7 (T) D - đường kính trong Stator (cm) n - tốc độ dịnh mức (vg/ph) So sánh tính kinh tế : Ta nhận thấy hệ số l nằm trong vùng kinh tế của hình 11.5 [1].Nên phương án trên là hợp lý. CHƯƠNG II TÍNH TOÁN KÍCH THƯỚC STATOR, DÂY QUẤN STATOR VÀ KHE HỞ KHÔNG KHÍ Sơ bộ định chiều dài lõi sắt Stator : Với máy có công suất P = 12kVA và có chiều dài lõi sắt l = 13,5cm thì ta chọn loại thép cán nguội 2211, với chiều dài ngắn lõi sắt có thể ép thành một khối, không cần rãnh thông gió. 12.Số mạch nhánh song song của dây quấn Stator : Do dòng điện pha tính ra I = 17,321A < 50A cho nên lấy a = 1 nhánh 13.Số rãnh mỗi pha dưới mỗi cực : Với 2p < 8 thì chọn q là số nguyên trong khoảng q = 3¸ 5, trong đó trị số lớn dùng cho máy có số đôi cực ít. Do đó chọn q = 3 rãnh. 14.Số rãnh Stator Z1 : (rãnh) 15. Bước rãnh t1 : 16. Số thanh dẫn tác dụng trong một rãnh Stator : (rãnh) Chọn số thanh dẫn tác dụng trong một rãnh (rãnh) 17. Với điện áp U = 400V, chiều cao tâm trục h = 20cm ta chọn dây quấn hai lớp phần tử mềm đặt vào rãnh nửa kín. 18. Số vòng dây của một pha : (vòng) Tính lại tải đường A : Sai số : DA = Ta nhận thấy trị số tải đường có giá trị sai số nằm trong phạm vi cho phép DA =1,12% <10%. Do đó kết quả này chấp nhận được. 19. Chọn tích số AJ1 : Để dễ dàng làm mát nên chọn kiểu bảo vệ của máy là IP23. Theo hình 10-4d [1] với đường kính Dn = 32,7cm và cách điện cấp B nên tra được : AJ1 khá lớn. Tuy nhiên với máy có P = 12kVA có thể dùng dây dẫn tiết diện tròn và mật độ dòng điện khi cách điện cấp B có thể đến J1 = (6,9 ¸ 7,5)A/mm2 đối với máy 2p = 4. Do đó sơ bộ ta chọn tích số AJ1 = 1279(A2/cm.mm2). Mật độ dòng điện là : 20. Tiết diện dây sơ bộ : Trong đó : a1 : số mạch nhánh song song. Theo ở trên thì a1 = 1 nhánh. n1 : số sợi chập. Ở đây chọn số sợi chập n1 =3 sợi. Dựa vào phụ lục VI.1 [1] ta chọn tiết diện dây dẫn chuẩn không kể cách điện : s = 0,849 (mm2) Đường kính dây không kể cách điện : dkcđ = 1,04(mm) Đường kính dây kể cả cách điện : dcđ = 1,12(mm) Tính lại mật độ dòng điện J1 : 21. Kiểu dây quấn : Chọn dây quấn hai lớp bước ngắn với y < t1 bước dây quấn y = 8. 22. Hệ số bước ngắn : 23. Hệ số bước rải : Trong đó : 24. Hệ số dây quấn : 25. Từ thông khe hở không khí : Trong đó : KE = 1,08 kdl = 0,946 U1 = 230,94(V) f = 50(Hz) Ks = 1,15 W1 = 108(vòng) 26. Mật độ từ thông khe hở không khí : Trong đó : Hệ số cung cực từ ad = 0,65 Bước cực t = 17,514(cm) Chiều dài phần ứng 27. Sơ bộ định chiều rộng của răng : Chọn b’Z1 = 0,98cm. Ở đây lấy mật độ từ thông trên răng Bz1 = 1,8T theo bảng 10.5b [1] và hệ số ép chặt lõi sắt kc = 0,95 theo bảng 2.2 28. Sơ bộ chiều cao gông Stator : Chọn chiều cao gông Stator : h’g1 = 3cm Ở đây lấy mật độ từ thông trên gông Bg1 = 1,55T theo bảng 10.5a [1] . 29. Chọn dạng rãnh Stator : Chọn rãnh Stator có dạng hình quả lê, nửa kín. Nó có kích thước và cách điện như sau : Chọn chiều cao miệng rãnh : h41 = 0,5mm Bề rộng miệng rãnh : b41 = dcđ + 1,5 = 1,08 +1,5 = 2,6mm Chiều dầy cách điện rãnh : c = 0,4mm Chiều dầy cách điện của nêm : c’ = 2,0mm Hình 2.1 Kích thước rãnh Stator 30. Đường kính d2 của rãnh : Trong đó : Chiều cao miệng rãnh h41 = 0,5mm = 0,05cm 31. Đường kính d1 của rãnh : 32. Chiều cao rãnh : 33. Chiều cao phần thẳng của rãnh : 34. Diện tích rãnh : 35. Diện tích cách điện rãnh : Hình 2.2 Cách điện rãnh Stator 1 - tấm cách điện phía trong có chiều dày là 0,4mm (hai lớp polyeste 0,2mm). 2 - tấm cách điện giữa hai lớp có chiều dày là 0,4mm ( hai lớp polyeste 0,2mm) 3 - tấm cách điện phiá đáy tròn nhỏ có chiều dày là 0,2mm 36. Diện tích có ích của rãnh : 37. Hệ số lấp dầy rãnh : Ta nhận thấy hệ số lấp đầy nằm trong phạm vi cho phép là 0,7 ¸ 0,75. Do đó các kích thước rãnh chọn như trên là hợp lý. 37. Bề rộng răng Stator : 38. Chiều cao gông Stator : 39. Kiểm tra mật độ từ thông ở gông Stator : Trong đó : kc –hệ số ép chặt lõi sắt. l1 –chiều dài lõi sắt Stator. Ta nhận thấy mật độ từ thông ở gông Stator đạt yêu cầu. Trị số Bg1 tính được là 1,378T nằm trong khoảng 1,2 ¸ 1,45T. 40. Mật độ từ thông ở răng Stator : 41. Bề rộng của rãnh : Với : t1 – bước rãnh (cm) bz1 – bề rộng răng (cm) 41. Độ chênh nhiệt trên lớp cách điện rãnh : Trong đó : J1 = 6,801 A/mm2 – mật độ dòng điện Att = 160,21A/cm – tải điện từ tính toán kf = 1,03 ¸ 1,1 – là hệ số tổn hao phụ. Chọn kf = 1,1 hr1 = 2,2cm – chiều cao rãnh Stator hn = c =2,0mm = 0,20cm – chiều cao của nêm dc = 0,47 lc = 2,2.10-3 – là hệ số dẫn nhiệt qua lớp cách điện ứng với cách điện rãnh của dây quấn phần tử mềm. Ta thấy độ chênh nhiệt trên lớp cách điện rãnh 9,870C < 350C. Do đó kết quả này chấp nhận được. 42. Građien nhiệt độ trên cách điện rãnh : 43. Với đường kính ngoài lõi sắt nhỏ hơn 1m nên vỏ máy làm bằng gang đúc, trục của máy là trục ngang. 44. Số gân bằng : Lấy N’ = 4gân 45. Chiều dày gân : Chọn chiều dày gân b’= 1cm. 47. Để đạt được bội số mô men cực đại ta chon xd* ứng với mmax = 2,2 chon xd* = 1,3 48. Để đảm bảo lúc tổng lắp ráp và vận hành tốt. Với Dn = 32,7<100cm, khe hở không khí phải thoả mãn quan hệ sau : Sơ bộ xác định khe hở không khí như sau : Trong đó : Bdo = 0,95T là mật độ từ thông khe hở không khí lúc không tải ở điện áp định mức. Ta có Bdđm = Bdo.Bd = 0,95.0,7 = 0,665T 49. Lấy khe hở không khí giữa cực từ : Khe hở không khí ở hai đầu mõm cực từ : Trị số khe hở không khí trung bình : CHƯƠNG III TÍNH TOÁN CỰC TỪ RÔTOR 50. Chiều rộng mặt cực từ : Với máy nhiều cực thì am = 0,7 ¸ 0,75 . Chọn am = 0,7. 51. Bán kính mặt cực từ : 52. Chiều cao mặt cực từ : Bởi vì máy phát này là máy phát công suất nhỏ cho nên không nhất thiết phải chế tạo dây quấn cản. Dựa vào bảng 11.4 [1] với bước cực t = 17,514cm lấy hm = 1,6(cm). 53. Chiều dài thân cực từ và mõm cực từ : 54. Chiều dài tính toán của thân cực từ khi lấy chiều dài tấm má cực : 55. Chiều cao thân cực từ : 56. Hệ số tản từ : Trong đó : k = 4,9 được nội suy từ bảng 11.3 [1] . 57. Chiều rộng cực từ : Dùng thép CT3 dầy 1mm với hệ số ép chặt lõi sắt kc2 = 0,97 và lấy mật độ từ thông cực từ Bc = 1,41T Chọn chiều rộng cực từ bằng : bc = 4cm. 58. Vận tốc dài ở bề mặt cực từ : Với vận tốc đó ta có thể dùng bulông để giữ chặt cực từ và gông từ. Với máy công suất nhỏ và tốc độ cao gông gắn liền với trục máy. 59. Chiều dài gông cực từ : Trong đó với máy công suất nhỏ lấy Dlg2 = 0. 60. Chiều cao của gông Rôtor : Ở đây chọn Bg2 = 1,2T Các kích thước của cực từ được thể hiện trên hình III.1 CHƯƠNG IV TÍNH TOÁN MẠCH TỪ Lá thép lõi sắt Stator dùng loại cán nguội mã 2211 dầy 0,5mm; cực từ làm bằng thép tấm CT3 dầy 1mm. 61. Từ thông trong khe hở không khí : (Wb) Trong đó theo hình 4-8a [1] với ;đã chọn và ta được ks = 1,153 và 62. Chiều dài tính toán chính xác lõi sắt của Stator : Với : là trị số khe hở trung bình. 63. Mật độ từ thông khe hở không khí : Với : 63. Hệ số khe hở không khí : 64. Sức từ động ở khe hở không khí theo 4-18 [1] : 65. Mật độ từ thông ở răng Stator : Trong đó : bz1 = 0,94cm là chiều rộng trung bình của răng Stator. ld = 13,85cm là chiều dài tính toán chính xác của lõi sắt Stato. l1 = 13,5cm là chiều dài sơ bộ của lõi sắt Stato. 66. Sức từ động răng Stato : Trong đó : Hz1(A/cm) : cường độ từ trường trên răng Stato. 67. Mật độ từ thông trên gông Stato : 68. Sức từ động trên gông Stator : Trong đó : hệ số thể hiện sự không đồng đều của từ thông dọc theo chiều dài mạch từ, được tra ở hình 4-16 [1]. Hg1 (A/cm) cường độ từ trường trên gông Stator. 69. Hệ số từ dẫn giữa bề mặt trong của các cực từ : 70. Hệ số từ dẫn giữa bề mặt trong của đuôi cực từ : Trong đó : 71. Hệ số từ dẫn tản giữa các mặt bên của cực từ : Trong đó l’c = 15,5cm là chiều dài tính toán của thân cực từ. 72. Tổng từ dẫn tản : 73. Sức từ động trên khe hở, răng Stator và gông từ Stator : 74. Từ thông tản trên cực từ : 75. Từ thông cực từ : 76. Mật độ từ thông trên cực từ : 77. Sức từ động cực từ : Ở đây : 78. Mật độ từ thông ở gông cực từ : 79. Sức từ động trong gông Rôtor : Trong đó : 80. Sức từ động trên Rôtor : 81. Sức từ động của dây quấn kích từ dưới một đôi cực : Kết quả tính toán được liệt kê trong bảng sau : Tham số Đơn vị E*1 và f* 0.5 1 1.1 1.2 1.3 E1 V 115.5 231 254.1 277.2 300.3 f = 0,424.E1.10-4 Wb 0.004902 0.009805 0.010785 0.011766 0.012746 Bd =2,65.E1.10-3 T 0.306 0.612 0.674 0.735 0.796 Fd =8,736.E1 A 1008.3 2016.7 2221 2422 2623 BZ1 =5,94.E1.10-3 T 0.686 1.371 1.51 1.647 1.783 Hz1 A/cm 2.394 8.417 11.5 16.38 25.3 FZ1 =3,6.Hz1 A 8.6 30.3 41.4 59 91.1 Bg1 =5,516.E1.10-3 T 0.637 1.274 1.402 1.529 1.656 l 0.64 0.41 0.35 0.3 0.26 Hg1 = A/cm 1.404 4.798 6.598 9.965 17.8 Fg1 =23,33.l.Hg1 A 21 45.9 53.9 69.7 108 Fdzg =Fd +Fz1+Fg1 A 1037.9 2092.9 2316.3 2550.7 2822.1 fs =0.32.Fdzg.10-6 Wb 0.000332 0.00067 0.000742 0.000817 0.000904 fc =fs +f Wb 0.005234 0.010475 0.011527 0.012583 0.01365 Bc =(7,06.E1+0,0532.Fdzg).10-3 T 0.87 1.742 1.917 2.092 2.27 Hc = A/cm 5.865 50.054 122.364 229.152 329.002 Fc =13,52.Hc A 79.3 676.7 1654.4 3098.1 4448.1 Bg2 =(4,50.E1+0,034.Fdzg).10-3 T 0.555 1.111 1.223 1.335 1.448 Hg2 = A/cm 1.744 11.974 14.034 15.839 17.471 Fg2 =3,81.Hg2 A 6.7 45.9 53.8 60.7 66.9 Fcg2 =Fc +Fg2 A 86 722.6 1708.2 3158.8 4515 Fto =Fdzg + Fcg2 A 1123.9 2815.5 4024.5 5709.5 7337.1 F*to = 0.4 1 1.429 2.03 2.61 CHƯƠNG V THAM SỐ CỦA DÂY QUẤN STATOR Ở CHẾ ĐỘ ĐỊNH MỨC 82. Chiều dài phần đầu nối của dây quấn Stator : Trong đó là chiều rộng trung bình của phần tử. Kđ, B là các hệ số của Stator tra theo bảng 3.4 [1] được Kđ = 1,3 và B = 1 83. Chiều dài trung bình của một vòng dây Stator : 84. Chiều dài một pha dây quấn Stator : 85. Điện trở tác dụng của một pha dây quấn : Trong đó : là điện trở suất của đồng ở nhiệt độ tính toán 75oC. 86. Trị số tương đối của điện trở dây quấn Stator : 87. Hệ số từ tản rãnh : Trong đó : b = d1 = 1,1cm b4 = b41 = 0,26cm h4 = h41 = 0,05cm h1 = hr1–0,1.d2–2.c–c’ = 2,2– 0,1.1,2– 0,04–0,2 = 1,84 (cm) 88. Hệ số từ tản tạp : 89. Hệ số từ tản phần đầu nối : 90. Hệ số từ tản giữa các đỉnh răng : Trong đó : t1 = 1,95cm được tra theo hình 4-16 [1]. 91. Tổng hệ số từ tản : 92. Điện kháng tản Stator : 93. Trị số tương đối điện kháng tản Stato : 94. Trị số tương đối của điện kháng phần ứng dọc trục : Trong đó : kud = 0,87 được tra theo hình 11-12 [1]. Theo đặc tính không tải ở bảng tính phần trên với E0* = 1 thì Fd0 = 1008,4A. Với E* = 0,5 thì Fd = 504,2A. 95. Điện kháng phần ứng ngang trục : Ở đây : kưq = 0,445 được tra theo hình 11-12 [1] . kd = 1,373 là hệ số khe hở không khí. 96. Điện kháng đồng bộ dọc trục : 97. Điện kháng đồng bộ ngang trục : 1,25 1,2 1,15 1,1 1,05 Hình IV.1 Quan hệ E* = f() 1,5 1 0,5 1,5 1 0 Ed* CHƯƠNG VI TÍNH TOÁN DÂY QUẤN KÍCH TỪ VÀ CÁC THAM SỐ CỦA MẠCH KÍCH TỪ Dây quấn kích từ của máy đồng bộ cực lồi được đặt trên thân cực từ của Rôtor. Với những máy công suất dưới 100KW (2p =4) thường dùng dây đồng tròn hay tiết diện chữ nhật có cách điện bằng men hay sợi thuỷ tinh và được quấn thành một lớp hoặc nhiều lớp. 98. Theo bảng tính toán ở trên ta vẽ được đặc tính từ hoá và đặc tính trong hình IV.1. Theo đồ thị véc tơ ở hình IV.2 với Iđm*, Uđm*, cosjđm ; r1* ; xsư* xác định được Ed* = 1,067 và d = 0,250. Từ hình IV.1 với Ed* = 1,067 có và theo hình 11-13 [1] được k’’bđ = 0,96 ; k’’bq = 0,9 ; k’’qđ = 0,00075. f*c = f(F*c) E* = f* = f(Fdzg) fs* = f(F*dzg) Edd* fc* 3 2 1 1,4 1 0,5 0 E* f* Fcg* Fdd* F*ưd Fcg* F*tđm F* Hình VI.1 Các phần của đặc tính từ hoá. 99. Sức từ động : Trong đó : Theo sức từ động ở đặc tính E*d = f(Fdzg), sức điện động từ đó ta xác định được giá trị đại số của . Từ đồ thị véc tơ với U*đm, I*đm, r1*, x*sư, , cosjđm = 0,8 nên j = 36,860 xác định được q = 17,940. Tính ra Y = j + q = 36,860 + 17,940 = 54,80 ; và và E*ưq = 0,563.0,576= 0,324 Gọi góc giữa véctơ E*d và véctơ Edd* là dd thì : dd = q - d = 17,94 - 0,25=17,690. Từ đồ thị véc tơ IV.2 với Ed* = 1,067; E*ưq = 0,324; dd = 17,690 xác định được E*dd = E*d.cosdd = 1,067.cos17,690 = 1,017. Tương ứng trên hình VI.1 (các phần của đặc tính từ hoá ) theo đường cong không tải ta có với được . 100. Sức từ động phản ứng phần ứng dọc trục : = Với sức từ động tổng từ đặc tính được . Từ thông cực từ : . Từ đặc tính với được . 101. Sức từ động định mức của dây quấn kích từ ( trị số tương đối ) : . 102. Sức từ động định mức của dây quấn kích từ : 103. Chiều dài trung bình một vòng dây của dây quấn kích từ : Ở đây : . b’ : xác định theo bc . Với bc = 4cm chọn b’ = 1cm. : chiều dầy cách điện và khe hở. Chọn . b = 0,06.t = 0,06.17,514 = 0,88 (cm). Chọn r = 1,5cm là bán kính dây quấn kích từ tại các góc cực từ. Sử dụng bộ kích từ Thyristor có điện áp Utđm = 65V; điện áp đầu cực dây quấn kích từ U’t = 63V. 104. Tiết diện dây quấn kích từ sơ bộ Ở đây : - điện trở suất của đồng ở nhiệt độ làm việc. p : số đôi cực. lttb : chiều dài trung bình của một vòng dây. Ut’ : điện áp đặt lên đầu cực dây quấn kích từ. Với tiết diện dây quấn kích từ như trên ta chọn dây quấn là dây có tiết diện tròn . 105. Dòng điện kích từ : Trong đó đối với dây quấn kích từ nhiều lớp, cách điện cấp B chọn mật độ dòng điện . 106. Số vòng dây cuộn kích từ dưới một cực : . Chọn kích thước dây dẫn kích từ bằng đồng theo thiêu chuẩn, chọn dây dẫn tròn của Nga ký hiệu PETV với các kích thước như sau : Tiết diện dây chuẩn : st = 2,38mm2. Đường kính dây dẫn không kể cách điện : dKcđ = 1,74mm. Đường kính dây dẫn kể cả cách điện : dcđ = 1,825mm. 107. Khoảng cách bé nhất giữa hai cuộn dây kích từ : Trong đó : : chiều dày cách điện và khe hở. : khe hở không khí giữa cực từ. hm = 1,6cm : chiều cao mặt cực từ đã chọn. hc = 5,16cm : chiều cao thân cực từ. bc = 4cm : chiều rộng của cực từ đã chọn. Hình VI.2 Rôtor máy điện đồng bộ công suất nhỏ. 108.Số vòng dây trên một lớp trong cùng của dây quấn kích từ theo chiều cao cực từ : (vòng). Vậy vòng. Trong đó : : cách điện với đầu cực và gông từ. dcđ = 1,825mm : kích thước dây dẫn kể cả cách điện. 109. Số lớp của dây quấn kích từ trên một cực : Với lớp dây quấn đầu tiên có 27vòng, ta chọn : Lớp thứ hai có : 27 - 2 = 25 vòng. Tương tự lớp thứ ba có : 27 - 4 = 23 vòng. Lớp thứ tư có : 27 - 6 = 21 vaòng. Lớp thứ năm có : 27 - 8 = 19 vòng. Lớp thứ thứ sáu có : 27 - 10 = 17 vòng. Lớp thứ bảy có : 27 - 12 = 15 vòng. Lớp thứ tám có : 27 - 14 = 13 vòng. Lớp thứ chín có : 27 - 15 = 12 vòng. Lớp thứ mười có : 172 - 27 - 25 - 23 - 21 - 19 - 17 - 15 - 13 - 12 = 0 vòng. Vậy dây quấn kích từ có 172 vòng , được quấn thành m = 9 lớp. 10. Tính lại mật độ dòng điện trong dây quấn kích từ : 112. Tổng chiều dài dây quấn kích từ tính toán dưới một cực : . 113. Độ tăng nhiệt của dây quấn kích từ : Ở đây : Ftđm =6067,4A : sức từ động kích từ định mức. Jt =3,7A/mm2 : mật độ dòng điện trong dây quấn kích từ. : chiều dày cách điện một phía của dây quấn kích từ. C = 4,93cm : chiều cao của lớp dây quấn kích từ trong cùng. vr = 17,5m/s : vận tốc bề mặt cực từ (mục 58 chương III). Ta nhận thấy độ chênh nhiệt tính ra . Đối với cách điện cấp B như vậy là hoàn toàn hợp lý. 114. Chiều cao chính xác của thân cực từ : Ta nhận thấy chiều cao này chỉ lớn hơn chiều cao giả thiết ban đầu 5,16cm là 1,55% nên không phải tính lại sức từ động trên cực từ. 115. Điện trở của dây quấn kích từ : Trong đó : : điện trở suất của đồng đối với cách điện cấp B. Wt1 = 172vòng. lttb = 0,342m. Điện trở của dây quấn kích từ ở nhiệt độ làm việc 750C : Điện áp ở đầu cực cuộn dây kích từ khi tải định mức và nhiệt độ : Hệ số dự trữ kích từ : . Ở đây : : điện áp rơi trên chổi than. Công suất kích từ định mức : . Điện kháng của dây quấn kích từ : Trong đó : xưd* = 0,928 kmo =1,11 kưd = 0,87 Fdo = 2016,7A lc = 15,5cm Fo = 0,009805Wb Với được tính ở các mục 69; 70; 71. Điện kháng tản của dây quấn kích từ : . Điện trở tương đối của dây quấn kích từ ở nhiệt độ 70oC : . Ở đây : ltb = 39cm chiều dài trung bình một vòng dây quấn kích từ. Fưđm = 2´1194,5A là sức từ động dưới một đôi cực. CHƯƠNG VII TÍNH KHỐI LƯỢNG, TÍNH TỔN HAO VÀ TÍNH TOÁN NHIỆT Trọng lượng vật liệu tác dụng. Trọng lượng răng lõi sắt Stator : Với : hr1 = 2,2cm là chiều cao của rãnh Stator. bztb = 0,94cm là bề rộng răng trung bình. Trọng lượng gông lõi sắt Stator : Với : hg1 = 3cm là chiều cao của gông lõi thép Stator. Trọng lượng đồng dây quấn Stator : Với : ltb1 = 73,4cm là chiều dài trung bình của một vòng dây Stator. Trọng lượng đồng của dây quấn kích từ : Trọng lượng sắt của cực từ : Trọng lượng sắt của gông Rôtor : Toàn bộ trọng lượng đồng : Toàn bộ trọng lượng thép : Tổn hao và hiệu suất. Tổn hao đồng trên dây quấn Stator : Tổn hao trên dây quấn kích từ : Tổn hao sắt trong gông Stator : Trong đó : kgcg = 1,3 là hệ số gia công đối với gông. P1/50 = 2,5W/kg là suất tổn hao thép ở tần số từ hoá f = 50Hz và mật độ từ thông B = 1T. Bg1 = 1,378T mật độ từ thông trên gông Stator. Tổn hao sắt trong răng Stator : Trong đó : kgcz = 1,7 là hệ số gia công đối với răng. Bz1 = 1,507T mật độ từ thông trên răng Stator. Tổn hao cơ : Trong đó : vr =17,5m/s là tốc độ cực từ. Tổn hao bề mặt trên bề mặt cực từ : Trong đó : : suất tổn hao bề mặt trung bình. ko = 1,4 : hệ số kinh nghiệm. t1 =1,95cm : bước răng. . Với tra theo đường cong hình 6-1 [1] ta được . Tổn hao phụ khi có tải : Với công suất tác dụng định mức : . Tổng tổn hao lúc tải định mức : Hiệu suất của máy phát : . Độ tăng nhiệt của dây quấn Stator. Dòng nhiệt qua bề mặt trong của Stator : Với : điện trở suất của dây dẫn ở nhiệt độ cho phép. A = 160,21(A/cm) tải đường. PFe1 : tổn hao sắt lúc không tải (kW). PFe1 = PFeg1 + PFez1 + Pbm = 0,1728+0,0719+0,025 =0,2697(kW) J = 6,801A/mm2 mật độ dòng điện trong dây quấn Stator. Hệ số tản nhiệt bề mặt : Với nên chọn v : vận tốc bề mặt Rôtor (m/s). Độ tăng nhiệt của mặt ngoài lõi sắt Stator so với môi trường : Dòng nhiệt qua phần đầu nối dây quấn : Với : C1 = 7,91cm là chu vi rãnh Stator. Độ tăng nhiệt của mặt ngoài đầu nối dây quấn Stator so với nhiệt độ môi trường : Với ta chọn . Độ tăng nhiệt trên lớp cách điện rãnh : . Độ tăng nhiệt trung bình của dây quấn Stator : Đặc tính của máy phát. Năng lực quá tải tĩnh : Với sức từ động kích từ định mức Ftđm* = 2,155; từ đặc tính không tải ta được Eo* = 1,83. Theo hình 11-29 sách thiết kế máy điện, với Tra được k = 1,046. Đặc tính góc M = f(q) theo hình : 150 120 90 180 60 30 2 1,5 1 0,5 0 M* q Hình VII.1 Đặc tính góc. CHƯƠNG VIII TÍNH TOÁN KẾT CẤU Ngoài việc phải chịu toàn bộ trọng lượng của Rôtor ra, trục còn chịu mô men xoắn và mô men uốn trong quá trình truyền động tải. Ngoài ra cũng cần chú ý đến lực từ một phía do khe hở không khí không đều sinh ra. Cuối cùng trục còn phải chịu lực do cân bằng động không tốt gây nên, nhất là khi quá tốc độ giới hạn. Với các kích thước chủ yếu : -Đường kính trong lõi sắt Stato D = 22,3(cm). -Chiều dài lõi sắt Stator : l = 13,5(cm). 148. Đường kính trục ở chỗ đặt lõi sắt có thể chọn gần đúng theo : Trong đó D' là đường kính ngoài cực từ Rôtor. Được tính theo : Với d = 0,15cm : chiều rộng của khe hở không khí. Trục được chế tạo bằng thép tốt, chọn thép số 40. Đối với đường kính chưa đến 100mm theo [1] thì nên dùng phôi liệu là thép cán. Trên trục có nhiều bậc. Tuy nhiên đối với đường kính trục 5,5cm nên gia công đường kính các bậc thang kề nhau khác nhau rất ít để tăng cường sức bền của trục và tính kinh tế lúc gia công. 149. Mô men quay của trục : 150. Các kích thước được tiêu chuẩn hóa theo bảng III của [1] : Với mô men quay M = 61,12N.m ta có kích thước đầu trục máy điện : Đường kính d1 : d1 = 3,8(cm). Chiều dài l1 : l1 = 8(cm). 151. Với chiều cao tâm trục h = 20(cm) ta chọn các kích thước khác của máy như sau : Khoảng cách bắt bulông giữa hai chân đế theo hướng trục : b10 = 318(mm) = 31,8(cm). Khoảng cách bắt bulông giữa hai chân đế theo hướng kính : l10 = 267(mm) = 26,7(cm). l31 =133(mm) = 13,3(cm). Đường kính lỗ chân đế : d10 = 19(mm) = 1,9(cm). 152. Tính toán trục. a. Tính độ võng của trục . 153. Trọng lượng của Rôtor theo (9-1) của [1] : Với D' = 22cm đường kính ngoài lõi sắt Rôtor. l = 13,5cm chiều dài lõi săt Rôtor. Vì đây là máy có công suất khá bé cho nên ta có thể bỏ qua đường kính và chiều dài của cổ góp. 154. Mô men xoắn đầu trục định mức : 155. Lực kéo đầu trục : Trong đó Ro = d1/2 = 3,8/2 =1,9(cm) là bán kính của trục nối. k2 = 0,3 vì truyền động bằng nối trực tiếp. Trên trục có các lực tác dụng sau : -Trọng lượng G do bản thân lõi sắt và dây quấn sinh ra. G + Q0 P A B -Trọng lượng K của các bộ phận khác như cổ góp, cánh quạt, lực kéo đầu trục P do phương thức truyền động gây nên, lực từ một phía do khe hở không khí không đều sinh ra. Thực tế thì các lực tác dụng lên trục ở các vị trí khác nhau nhưng để đơn giản coi như chúng chỉ tác dụng lên cùng một chỗ. Hình VIII.1 Biểu đồ lực tính toán. 1a 2a 3a 4a đoạn a 3b 2b 1b đoạn b đoạn c x1 x2 x3 x4 a y1 y1 y3 b l B A do Hình VIII.2 Các kíc thước để tính toán trục. Phần bên phải trục : Tiết diện d1 Ji yi yi3 yi3-y3i-1 yi3-y3i-1 /Ji yi2 yi2-y2i-1 yi2-y2i-1 /Ji (cm) (cm4) (cm) (cm3) (cm3) (cm-1) (cm2) (cm2) (cm2) 1b 3.8 10.235 2.4 13.824 13.824 1.351 5.76 5.76 0.563 2b 4.4 18.398 5 125 111.176 6.043 25 19.24 1.046 3b 5 30.68 7 343 231.824 7.556 49 29.76 0.97 b 5.5 44.918 13.75 2599.61 2367.785 52.714 189.06 159.303 3.547 Sb = 67.66 So = 6.13 Phần bên trái trục : Tiết diện d1 Ji xi xi3 xi3-x3i-1 xi3-x3i-1 /Ji (cm) (cm4) (cm) (cm3) (cm3) (cm-1) 1a 3.8 10.235 2.4 13.824 13.824 1.351 2a 4.2 15.275 4 64 50.176 3.285 3a 4.6 21.979 16 4096 4045.824 184.077 4a 4.8 26.058 17 4913 867.176 33.279 a 5.5 44.918 24.75 15160.9 14293.746 318.219 Sa = 540.211 156. Độ võng trục fG do trọng lượng của Rôtor gây nên : Trong đó E = 2,1.106 (Kg/cm2) là mô men đàn tính của thép. Sb = 67,66. Sa = 540,211. l = a + b = 24,75 + 13,75 = 38,5(cm). 157. Độ võng trục fP do lực đầu trục P gây nên : Trong đó : So = 6,13. 158. Độ lệch tâm ban đầu : 159. Lực từ một phía ban đầu : 160. Độ võng fM do lực từ một phía gây ra : Trong đó : 161. Độ võng tổng cộng : 161. Tốc độ giới hạn : (vòng/phút). Tốc độ này cao hơn hẳn tốc độ định mức nên độ cứng của trục đạt yêu cầu. PHẦN III THIẾT KẾ SƠ ĐỒ VÀ TÍNH TOÁN MẠCH ỔN ĐỊNH ĐIỆN ÁP MÁY PHÁT CHƯƠNG I KHÁI QUÁT HỆ KÍCH TỪ MÁY ĐIỆN ĐỒNG BỘ I.1 Đại cương Điện năng cung cấp cho các phụ tải phải có chất lượng đảm bảo để không ảnh hưởng nhiều đến các chỉ tiêu kinh tế và kỹ thuật của chúng. Để có được chất lượng điện đảm bảo như vậy thì trị số của hai đại lượng tần số và điện áp phải nằm trong giới hạn quy định bởi các tiêu chuẩn. Điện áp đầu cực máy phát điện UF luôn thay đổi so với trị số định mức khi phụ tải thay đổi như đóng cắt đột ngột các phụ tải, cắt đường dây hoặc máy biến áp đang mang tải, cắt máy phát điện đang mang tải. Khi có sự thay đổi của phụ tải trên hoặc có các sự cố ngắn mạch điện áp ở đầu cực của máy phát bị sụt giảm, hệ thống bị mất ổn định gây nhiều hậu quả nghiêm trọng như các động cơ đang vận hành sẽ quay chậm lại hoặc ngừng hẳn, ảnh hưởng đến các chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật của chúng; hệ thống ánh sáng không ổn định. Vì vậy vấn đề tự động ổn định điện áp máy phát là một vấn đề cần thiết đối với mọi máy phát điện đồng bộ. Để ổn định điện áp máy phát phải tác động vào hệ thống kích từ của nó. Kích từ là một yếu tố rất quan trọng của máy phát điện đồng bộ. Ta biết rằng điện áp được thành lập trên đầu cực máy phát chính là nhờ dòng kích từ nên tính chất làm việc ổn định và đảm bảo của máy phát điện đồng bộ phụ thuộc rất nhiều vào tính làm việc của hệ thông kích từ. Trong chế độ làm việc bình thường điều chỉnh dòng kích từ sẽ điều chỉnh được điện áp đầu cực máy phát, thay đổi công suất phản kháng vào lưới.. Hiệu quả thực hiện các nhiệm vụ trên phụ thuộc vào thông số của hệ thống kích từ cũng như kết cấu của bộ phận tự động điều chỉnh kích từ. I.2 Các loại hệ kích từ máy đồng bộ. I.2.1 Hệ kích từ dùng máy kích từ một chiều. Trong máy kích từ KT có dây quấn kích thích song song Ls và dây quấn kích thích độc lập Ln được nối cùng trục với máy đồng bộ. Dòng kích từ It được đưa vào dây quấn kích từ có điện trở RT thông qua vành trượt và chổi điện. Ln Ls KT RT Ut ĐB U It Hình I.1 Hệ kích từ dùng máy kích thích một chiều. I.2.2 Hệ kích từ dùng máy kích từ KT xoay chiều kết hợp với bộ chỉnh lưu CL. Có hai phương án : Hình a, máy kích từ xoay chiều có phần cảm quay, phần ứng tĩnh và hình b, máy kích từ xoay chiều có phần cảm tĩnh, phần ứng quay. Ơ đây phần quay và phần tĩnh được trình bày tách biệt bằng đường phân ranh giới thẳng đứng. Muốn dòng điện đi qua đường phân ranh giới đó cần phải có vành trượt và chổi điện. Rõ ràng là phương án b không đòi hỏi có vành trượt và chổi điện. Ưu điểm đó rất quan trọng đối với những máy đồng bộ công suất lớn cần dòng kích từ mạnh. Tuy nhiên giải pháp này kéo theo những khó khăn về chế tạo phần ứng quay ( so với phần cảm quay ). Hơn nữa, các Diod chỉnh lưu phải chịu các lực ly tâm lớn và phải được đặt sao cho Rôtor đảm bảo cân bằng động. Ut It ĐB U CL KT A B ° ° Phần tĩnh Phần quay a b Ut It CL KT ĐB U A B ° ° Phần tĩnh Phần quay Hình I.2 Hệ kích từ máy phát xoay chiều - chỉnh lưu. Ở đây máy kích từ xoay chiều được nối trục với máy phát đồng bộ. Dòng điện phần cảm của máy kích từ điều chỉnh trực tiếp dòng kích từ It. Dùng Thyristor chỉnh lưu sẽ làm tăng nhanh đáp ứng điều khiển nhưng đối với phương án b khó khăn gặp phải là vấn đề truyền tín hiệu điều khiển vào Thyristor quay. I.2.3 Hệ tự kích thích. Nguồn cấp kích từ lấy từ đầu ra máy phát chính. Sử dụng TU, TI và các bán dẫn có điều khiển để điều khiển It. TĐK CLĐ CL F TI TU Cf Phần quay Hình I.3Hệ thống kích từ không vành trượt. Trong hệ thống này người ta dùng một máy phát điện xoay chiều ba pha quay cùng trục với máy phát điện chính làm nguồn cung cấp. Máy phát xoay chiều có kết cấu đặc biệt. Cuộn kích từ đặt ở Stator còn cuộn dây ba pha lại đặt ở Rôtor. Dòng điện xoay chiều ba pha tạo ra ở máy phát điện kích thích được chỉnh lưu thành dòng một chiều nhờ bộ chỉnh lưu CL. Nhờ vậy cuộn kích từ Cf của máy phát điện chính có thể nhận được dòng điện một chiều không qua vành trượt và chổi điện. Cuộn dây kích từ của máy phát kích thích ( đặt ở Stator) được cung cấp dòng điện thông qua bộ chỉnh lưu khác (thường là chỉnh lưu có điều khiển ). Trong quá trình vận hành của máy phát điện, khi xảy ra các biến đổi đột ngột sơ đồ nối điện, phụ tải và các sự cố ngắt mạch thì TĐK tác động trực tiếp vào cực điều khiển của CL làm thay đổi dòng kích từ của máy phát kích thích nhằm mục đích điều chỉnh dòng If của máy phát điện chính F để giữ điện áp trên đầu cực máy phát không bị giảm thấp quá mức cho phép hoặc cao mức quy định hay nói cách khác điện áp đầu cực máy phát được giữ ổn định. I.2.4 Hệ thống kích từ chỉnh lưu có điều khiển. Để cho điện áp kích từ giới hạn lớn thì tốc độ tăng điện áp kích từ càng nhanh. Tức là hằng số thời gian của hệ thông kích từ nhỏ, hằng số mày phụ thuộc tín hiệu ra của bộ TĐK và hệ thống kích từ cụ thể. Chính vì thế với hệ thống kích từ dùng chỉnh lưu có điều khiển xung điều khiển nhờ tác động của TĐK nhận tín hiệu từ đầu ra của máy phát thay đổi trực tiếp vào điện áp kích từ của máy phát. TĐK CLĐ If F TI TU Cf Hình I.4 Hệ thống kích từ dùng chỉnh lưu có điều khiển. Với sơ đồ này dòng một chiều cung cấp cho cuộn kích từ lấy điện áp trực tiếp ở đầu cực máy phát điện qua chỉnh lưu có điều khiển. Chỉnh lưu này dùng các bộ Thyristor, xung điều khiển nhận trực tiếp từ bộ TĐK lấy tín hiệu từ đầu ra để làm thay đổi dòng và áp kích từ của máy phát. Hệ thống này rất đơn giản, có khả năng tác động nhanh, làm việc tin cậy và được áp dụng rộng rãi. Như vậy, với yêu cầu thiết kế mạch ổn định điện áp cho máy phát điện tức là thiết kế mạch điều khiển kích từ với nguồn cấp kích từ lấy từ đầu ra của máy phát chính. Với công suất máy phát điện 12KVA không lớn cho nên ta chọn phương pháp điều chỉnh kích từ trực tiếp lấy điện áp đầu ra của máy phát qua máy biến áp đưa điện vào bộ chỉnh lưu Thyristor. I.3 Giới thiệu các sơ đồ chỉnh lưu thường dùng hiện nay. Ở đây chúng ta chọn một sơ đồ chỉnh lưu cung cấp cho tải một chiều có điện cảm lớn, không làm việc ở chế độ nghịch lưu trả năng lượng về lưới. Chúng ta chỉ đi sâu áp dụng các mạch được sử dụng trong thực tế đó là chỉnh lưu một nửa chu kỳ, chỉnh lưu cả chu kỳ với biến áp trung tính, chỉnh lưu cầu một pha, chỉnh lưu tia ba pha, chỉnh lưu tia sáu pha và chỉnh lưu cầu ba pha điều khiển không đối xứng. I.3.1 Chỉnh lưu một nửa chu kỳ. Rd T U1~ Ld BA U2~ u2 ud,id Hình I.6 - đồ thị thời gian của điện áp và dòng điện tải với góc mở (trường hợp tải thuần trở). Hình I.5 Sơ đồ nguyên lý chỉnh lưu một nưa chu kỳ. *Trường hợp tải có tính trở : Rd T U1~ Ld BA U2~ Hình 2.5 - sơ đồ nguyên lý chỉnh lưu một nủa chu kỳ. a.Hoạt động : Vaò thời điểm a = q ta phát xung mở T, lúc này T pân cực thuận nên có dòng qua nó. Nếu bỏ qua điện áp rơi trên T thì lúc Tmở điện áp lưới bằng điện áp tải. Vào thời điểm a = p thì điện áp lưới bằng không, điện áp Anod của T bằng điện áp Catod nên T tự khóa. Vì tải thuần trở cho nên dạng đặc tính của dòng điện giống như điện áp. b.Các thông số : -Giá trị điện áp tải : Trong đó : giá trị trung bình khi điện áp không điều khiển. -Dòng điện tải trung bình : -Dòng điện trung bình qua van : -Điện áp ngược lớn nhất trên van : -Hệ số công suất biến áp : u2 ud,eL id ud eL Hình I.7-đồ thị thời gian của điện áp và dòng điện tải với góc mở (trườn hợp tải có tính cảm). -Số lần đập mạch trong moat chu kỳ : fđm = 1 *Trường hợp tải có tính cảm : a.Hoạt động : Tương tự như trường hợp tải thuần trở, chỉ khác là do có điện cảm nên dòng điện tăng dần từ khôngvà khi điện áp bằng không thì T vẫn còn dẫn cho đến khi dòng điện bằng không. b.Các thông số : -Tất cả giống như trường hợp tải thuần trở, chỉ khác giá trị điện áp tải trung bình : c.Nhận xét : Đây là loại chỉnh lưu cơ bản, sơ đồ nguyên lý mạch đơn giản. Tuy vậy các chất lượng kỹ thuật như chất lượng điện áp một chiều, hiệu suất sử ụng biến áp quá xấu. Do đó loại chỉnh lưu này ít được ứng dụng trong thực tế. I.3.2 Chỉnh lưu cả chu kỳ với biến áp nối trung tính. Rd Ld T1 T2 u1 u2 u2 Hình I.8-sơ đồ nguyên lý của chỉnh lưu cả chu kỳ với biến áp có trung tính iT1 ud,id ud id iT2 Hình I.9 - đặc tính thời gian của điện áp và dòng điện tải với góc mở (trường hợp tải thuần trở). *Trường hợp tải thuần trở. a.Hoạt động : Theo sơ đồ động lực thì biến áp phải có hai cuộn dây thứ cấp với thông số giống hệt nhau, ở mỗi nửa chu kỳ có một van dẫn cho dòng điện chạy qua. Trong sơ đồ này điện áp tải đập mạch trong cả hai nửa chu kỳ với tần số đập mạch bằng hai lần tần số điện áp xoay chiều. Hình dạng các đường cong điện áp, dòng điện tải mô tả trên hình I.10 với tải trở. b.Các thông số : -Điện áp tải trung bình : Trong đó : - giá trị điện áp trung bình của chỉnh lưu không điều khiển. -Dòng điện tải trung bình : -Dòng điện qua van trung bình : -Điện áp ngược lớn nhất trên van : -Hệ số công suất máy biến áp : -Số lần đập mạch trong moat chu kỳ : a u2 ud id Hình I.10 - đặc tính thời gian của điện áp và dòng điện tải với góc mở (trường hợp tải có tính cảm). *Trường hợp tải cảm ( coi như tải cảm vô cùng lớn ) Các thông số : -Giá trị trung bình điện áp tải : c.Nhận xét : So với chỉnh lưu nủa chu kỳ thì chỉnh lưu này có chất lượng điện áp tốt hơn. Dòng điện chạy trong van không quá lớn, tổng điện áp rơi trên van nhỏ. Đối với chỉnh lưu có điều khiển I.9 nói chung và việc điều khiển các van bán dẫn tương đối đơn giản. Tuy vậy việc chế tạo biến áp có hai cuộn dây thứ cấp giống nhau làm cho phức tạp và hiệu suất sử dụng biến áp xấu, mặt khác điện áp ngược của các van phải chịu có trị số lớn nhất. I.3.3 Chỉnh lưu có điều khiển cầu một pha. Xét cầu một pha điều khiển không đối xứng . Sơ đồ mạch lực có hai dạng như sau : u1 u2 T1 D1 T2 D2 Rd Ld u1 u2 T1 T2 D1 D2 Rd Ld Hình I.11 - sơ đồ mạch động lực của chỉnh lưu cầu một pha điều khiển không đối xứng. Hình a Hình b *Trường hợp tải thuần trở. a.Hoạt động : Vào mỗi thời điểm ta điều khiển mở đồng thời hai van T1, T4 hoặc T2,T3. Đồ thị thời gian của điện áp, dòng điện tải và các thông số với góc mở a cơ bản giống như chỉnh lưu cầu hai nửa chu kỳ với biến áp có trung tính. b.Các thông số cơ bản cũng như vậy. Chỉ khác : -Điện áp ngược lớn nhất trên van : -Hệ số công suất biến áp : *Trường hợp tải có tính cảm lớn. ud,id ud id iT1 iT2 iD1 iD2 ud,id ud id iT1 iT2 iD1 iD2 Hình I.12 - đặc tính thời gian của điện áp, dòng điện tải và dòng điện qua các van. Hình a Hình b a.Hoạt động ( xét hoạt động của sơ đồ a ). Khi điện áp Anod T1 dương và Catod D1 âm có dòng điện tải chạy qua T1, D1 đến khi điện áp đổi dấu ( với Anod T2 dương ) mà chưa có xung mở T2 năng lượng của cuộn dây tải Ld được xả qua D2,T1. Thyristor T1 sẽ bị khóa khi có xung mở T2 kết quả là chuyển mạch các van có điều khiển được thực hiện bằng mở van kế tiếp. Điện áp ngược của van phải chịu : b.Các thông số cơ bản của hai sơ đồ : Hình a: -Điện áp trung bình trên tải : -Dòng điện trung bình qua van : Hình b: - Điện áp trung bình trên tải : - Dòng điện trung bình qua van : c.Nhận xét : Nhìn chung các loại chỉnh lưu cầu một pha có chất lượng điện áp tương đương nhau như chỉnh lưu cả chu kỳ với biến áp có trung tính. Chất lượng điện một chiều và dòng điện làm việc của van bằng nhau nên việc ứng dụng chúng cũng tương đương nhau.Mặc dù vậy ở chỉnh lưu cầu một pha có ưu điểm hơn ở chỗ là : điện áp ngược trên van bé hơn; biến áp dễ chế tạo hơn; có hiệu suất cao hơn. Thế nhưng chỉnh lưu cầu một pha có số lượng van nhiều gấp hai lần làm giá thành cao hơn, sụt áp trên van lớn gấp hai lần. a b c T1 T2 T3 Ld Rd Hình I.13 - sơ dồ mạch động lực của chỉnh lưu tia ba pha. I.3.4 Chỉnh lưu tia ba pha. uA uB uC ud id iT1 iT2 iT3 Hình I.14-đặc tính thời gian của điện áp, dòng điện tải và dòng điện của các van với góc mở =300. *Khi tải thuần trở. a.Hoạt động : Giao điểm của các đường cong điện áp (phần dương ) là góc thông tự nhiên. Như vậy góc thông tự nhiên lệch pha dịch pha so với tọa độ 300. Góc mở của Thyristor được tính từ góc thông tự nhiên. Khi Anod của van nào dương hơn van đó mới được kích mở. Thyristor chỉ được mở thông với góc mở nhỏ nhất tại thời điểm góc thông tự nhiên. Với điện áp tải liên tục mỗi van dẫn thông trong 1/3 chu kỳ. Dòng điện trung bình của các van đều bằng (1/3)Id. Từ đồ thi ta có nhận xét : khi góc mở a < 300 thì dòng điện liên tục và ngược lại. b.Các thông số cơ bản : -Giá trị điện áp tải trung bình : Khi <300 : Khi >300: -Giá trị dòng điện tải trung bình : -Dòng điện trung bình qua van : -Điện áp ngược lớn nhất trên van : -Hệ số công suất lớn nhất : -Công suất của máy biến áp : -Số lần đập mạch trong một chu kỳ : ud i IT1 IT2 IT3 Id uT1 ;1 b4 b1 b2 b3 ;2 ;3 ;4 0 0 0 uA uB uc Ud *Trường hợp tải có tính cảm : Hình I.15 Giản đồ thời gian điện áp, dòng điện áp tải, dòng điện các van, điện áp của Thyristor T1 khi góc mở =300, L= ¥. Các thông số cơ bản : -Trị số trung bình của điện áp tải : -Công suất biến áp : SBA = 1,34.Ud.Id -Điện áp ngược đặt lên van : c.Nhận xét : So với chỉnh lưu một pha thì chỉnh lưu tia ba pha có chất lượng dòng diện một chiều tốt hơn, biên độ điện áp đập mạch thấp hơn, thành phần sóng hài bậc cao bé hơn, việc điều khiển các van bán dẫn cũng tương đối đơn giản. Với dòng điện mỗi cuộn day thứ cấp là dòng một chiều, nhờ có biến áp ba pha ba trụ mà từ thông lõi thép máy biến áp là từ thông xoay chiều không đối xứng làm cho công suất biến áp phải lớn. Nếu ở đây biến áp được chế tạo từ ba máy biến áp một pha thì công suất còn lớn hơn nhiều. Khi chế tạo biến áp động lực có cuộn dây phải được đấu sao với dây trung tính phải lớn dây pha vì dây trung tính chịu dòng điện tải. A1 B1 C1 T6 T5 T4 T1 T2 T3 Ld Z Ud Id A+ B+ C+ A- B- C- I.3.5 Chỉnh lưu tia sáu pha. a.Sơ đồ : Hình I.16 Sơ đồ mạch động lực chỉnh lưu tia sáu pha Sơ đồ chỉnh lưu tia sáu pha được cấu tạo bởi sáu van bán dẫn nối với biến áp ba pha có sáu cuộn dây thứ cấp. Trên mỗi trụ biến áp có hai cuộn dây giống nhau và ngược pha. Điện áp các pha dịch pha nhau một goc 600. Dạng sóng điện áp tải ở đây là phần dương hơn của các điện áp pha. Với dạng sóng như trên hình I.18 ta nhận thấy chất lượng điện áp một chiều được coi là tốt nhất. u 0 q1 B- A+ C- B+ A- C+ B- A+ C- ud q2 q3 q4 q5 q6 q7 q8 q9 Hình I.17 Giản đồ các đường cong điện áp. b.Các thông số của sơ đồ : -Giá trị trung bình của điện áp tải khi tải điện cảm : -Giá trị trung bình của dòng chảy trong các van : -Giá trị điện áp ngược đặt lên mỗi van : -Công suất máy biến áp : SBA = 1,26Ud.Id c.Nhận xét : Theo dạng sóng điện áp ra chúng ta thấy rằng mỗi van bán dẫn dẫn thông trong khoảng 1/6 chu kỳ. So với các sơ đồ khác thì ở chỉnh lưu tia sáu pha dòng điện chạy trong các van bán dẫn bé nhất . Do đó sơ đồ chỉnh lưu tia sáu pha rất có ưu điểm khi dòng tải lớn. Tuy nhiên với biến áp ba pha sáu cuộn dây thứ cấp chế tạo phức tạp hơn. Do đó sơ đồ này ít được sử dụng trong thực tế. I.3.6 Chỉnh lưu cầu ba pha. *Chỉnh lưu cầu ba pha điều khiển không đối xứng. C B E F A L R T1 T2 T3 D1 D2 D3 Ud Hình I.18 Sơ đồ mạch động lực chỉnh lưu cầu ba pha điều khiển không đối xứng Loại này chỉnh lưu được cấu tạo từ một nhóm NA hoặc NK có điều khiển và một nhóm không điều khiển như mô tả trên hình I.22 Hoạt động của sơ đồ : Tại 1 cấp xung điều khiển mở T1 , điện áp pha A dương hơn pha B và pha C nhưng pha B âm hơn nên Thyristor T1 và Diod D2 dẫn cho dòng chảy qua tải trong khoảng q1 ¸ b1 . Đến b1 do điện áp pha C âm hơn nên T1 và D3 dẫn cho đến q2 . Tại q2 cấp xung điều khiển mở T2 , điện áp pha B dương hơn pha A và pha C nhưng pha C âm hơn nên T1 và D3 dẫn. Đến b2 do điện áp pha A âm hơn nên T2 và D3 dẫn cho đến q3. Tương tự như vậy : q3 ¸ b3 , T3 và D1 dẫn. q4 ¸ b4 , T3 và D2 dẫn. Chỉnh lưu cầu ba pha điều khiển không đối xứng có dòng điện và điện áp tải liên tục khi góc mở các van bán dẫn nhỏ hơn 600. Khi góc mở tăng lên và thành phần điện cảm của tải nhỏ, dòng điện và điện áp sẽ gián đoạn. Theo dạng sóng điện áp tải ở trên trị số điện áp trung bình trên tải bằng không khi góc mở đạt tới 1800. Có thể coi điện áp trên tải là tổng của hai điện áp chỉnh lưu tia ba pha. ud q3 q1 q2 q4 b1 b2 b3 b4 0 u ID3 ID1 ID2 IT1 IT2 IT3 Id i uA uC uB Hình I.19 Giản đồ các đường cong điện áp tải, dòng điện tải, dòng điện các van. b.Thông số của sơ đồ : -Giá trị trung bình của điện áp trên tải : -Điện áp ngược đặt lên van bán dẫn : UN = -Công suất biến áp : SBA = 1,05.Ud.Id và công suất máy biến áp giống như ở sơ đồ điều khiển đối xứng. c.Nhận xét : So với cầu ba pha điều khiển đối xứng thì trong sơ đồ này việc điều khiển các van bán dẫn được thực hiện đơn giản hơn. Ta có thể coi mạch điều khiiển của bộ chỉnh lưu này như điều khiển một chỉnh lưu tia ba pha. Tuy nhiên điện áp chỉnh lưu chứa nhiều thành phần sóng hài. Chỉnh lưu cầu ba pha hiện nay là sơ đồ có chất lượng điện áp tốt nhất , hiệu suất sử dụng biến áp cao nhất nhưng cũng là sơ đồ phức tạp nhất. I.3.7 Chọn sơ đồ thiết kế. Qua trình bày ở trên ta chọn sơ đồ mạch động lực là sơ đồ chỉnh lưu cầu ba pha điều khiển không đố xứng bởi vì nó phù hợp hơn so với các sơ đồ chỉnh lưu khác. Với nguồn cấp cho kích từ lấy trực tiếp từ đầu ra của máy phát chính, đó là điện xoay chiều chính ta phải chỉnh lưu thành điện một chiều, sau đó đưa vào kích từ là kợp lý nhất về cả hai phương diện kỹ thuật và kinh tế. Các thông số kỹ thuật tốt nhất trong các sơ đồ chỉnh lưu, vận hành đơn giản, giá thành không cao lắm. Chẳng hạn chúng ta sử dụng các sơ đồ băm áp một chiều tuy có thể điều chỉnh tần số đóng ngắt cao, điện áp ra gần như bằng phẳng nhưng giá thành đầu tư cao. Đặc biệt là phải có nguồn một chiều để cung cấp cho bộ nguồn băm áp này nên nó làm cho hệ thống phức tạp hơn. Ngoài ra việc với một bộ nguồn chỉnh lưu cho kích từ của máy phát sẽ dễ dàng hơn cho việc thiết kế và chế tạo. Theo yêu cầu thiết kế mạch ổn định điện áp cho máy phát công suất 12kVA, tần số 50Hz, điện áp ra máy phát 400V. Đây là máy có cấp công suất không lớn nên để đơn giản cho hệ thống kích từ sẽ không dùng máy phụ cấp nguồn cho kích từ mà ta sẽ lấy trực tiếp điện áp đầu ra của máy phát qua biến áp qua chỉnh lưu và làm nguồn cấp cho hệ thống kích từ. Các thông số của mạch kích từ Uktđm = 65V, Iktđm = 8,8A, Pktđm = 572W. CHƯƠNG II TÍNH CHỌN THIẾT BỊ MẠCH ĐỘNG LỰC Như kết luận ở chương I (phần II) ta chọn sơ đồ chỉnh lưu cầu ba pha điều khiển không đối xứng . Bao gồm có sáu van bán dẫn : 3 Diod và 3 Thyristor. 3cc • • • • • • • • • • • • • • • • • • AAA BAA CAA ATAA CDAA R2 C2 R2 C2 C2 R2 BA a b c 1cc 1cc 1cc 2cc R1 C1 2cc DA DB DC 2cc 2cc 2cc TC TB R1 C1 2cc TA Ld R3 3ccD3 II.1 Sơ đồ mạch động lực : Hình II.1 Sơ đồ mạch động lực các thiết bị bảo vệ. II.2 Tính chọn các thông số của mạch động lực. Các thông số của máy phát điện đồng bộ P = 12kVA, U = 400V, f = 50Hz. Các thông số của mạch kích từ : Uktđm = 65V, Iktđm = 8,8A, Pktđm = 572W. II.2.1 Chọn van động lực : Các van động lực được chọn dựa vào các yếu tố cơ bản là dòng điện, sơ đồ đã chọn, điều kiện toả nhiệt, điện áp làm việc. Theo yêu cầu thiết kế cho điện áp tải Ud = Uktđm = 65V. dòng điện tải Id = Iktđm = 8,8A. Để van bán dẫn có thể làm việc an toàn không bị chọc thủng về nhiệt ta nên chọn hệ thống tỏa nhiệt hợp lý. Vì máy phát điện làm việc trong một thời gian dài cho nên ta chọn phương pháp tỏa nhiệt có cánh tản nhiệt với đầy đủ diện tích bề mặt, không cần quạt làm mát ( không cần làm mát cưỡng bức). Van động lực cần chọn có thông số : -Điện áp ngược của van lớn nhất phải chọn : với sơ đồ chỉnh lưu cầu ba pha điều khiển không đối xứng : Như vậy : -Điện áp ngược của van cần chọn : Trong đó : kdtU = 2 hệ số dự trữ điện áp. -Dòng điện làm việc của van được tính theo dòng hiệu dụng : Trong đó : khd = 0,58 hệ số xác định dòng điện. -Với điều kiện làm mát như trên thì dòng định mức của van cần chọn :. Trong đó : ki = 4 là hệ số dự trữ dòng điện. Từ các thông số Unv và Iđmv ta chọn 3 Thyristor giống nhau có thông số loại HT25/04OG2. Có các thông số như sau : -Điện áp ngược cực đại của van : Unv = 400V. -Dòng điện làm việc cực đại : Iđm = 25A. -Dòng điện đỉnh cực đại : Ipik = 400A. -Dòng điện xung điều khiển : Ig = 50mA. -Điện áp xung điều khiển : Ug = 2,5V. -Dòng điện rò : Ir = 10mA. -Sụt áp cực đại trên van khi mở : DU = 1,8V. -Đạo hàm điện áp : dU/dt = 200V/s. -Nhiệt độ làm việc cực đại : Tmax = 1250C. Và chọn ba Diod giống nhau loại HD25/02-4 có các thông số như sau : -Dòng điện chỉnh lưu cực đại : Imax = 25A. -Điện áp ngược của Diod : Un = 200V. -Đỉnh xung dòng điện : Ipik = 300A -Tổn hao điện áp ở trạng thái mở Diod: DU = 1,4V. -Nhiệt độ cho phép : Tcp = 1800C. II.2.2 Tính chọn máy biến áp chỉnh lưu. 1. Điện áp chỉnh lưu khi có tải : [7] Trong đó : amin = 100 là góc dự trữ khi có sự suy giảm điện lưới. DUV : tổn thất điện áp trên các van bán dẫn. DUV = DUTmax + DUD = 1,8 +1,4 = 3,2V. DUdn : Tổn thất điện áp ở dây nối. Coi DUdn = 0. DUba : sụt áp bên trong máy biến áp khi có tải. Thường chọn DUba = (5¸10)%. Vậy DUba = 5%.Ud = 5%.25 = 1,25V. Vậy : 2. Công suất tối đa của tải : 3. Công suất biến áp nguồn cấp : 4. Điện áp pha sơ cấp máy biến áp : U1p = U1 = 400V. 5. Điện áp pha thứ cấp máy biến áp : 6. Dòng điện hiệu dụng thứ cấp máy biến áp : Trong đó : 7. Dòng điện hiệu dụng sơ cấp máy biến áp : II.2.3 Tính chọn các thiết bị bảo vệ : 1. Bảo vệ quá dòng điện cho van. Áptômat dùng để đóng cắt mạch động lực, tự động cắt mạch khi quá tải và ngắn mạch Thyristor, ngắn mạch đầu ra bộ biến đổi, ngắn mạch thứ cấp máy biến áp. Aptômat phải có Iđm = 1,1.Id1 = 1,1..0,54 = 1,03(A). Chỉnh định dòng ngắn mạch : Dòng quá tải : Cầu dao có dòng định mức : Cầu chảy : dùng cầu chảy tác động nhanh bảo vệ ngắn mạch Thyristor. Nhóm 1cc : dòng điện định mức nhóm dây chảy 1cc : Nhóm 2cc : dòng điện định mức nhóm dây chảy 2cc : Nhóm 3cc : dòng điện định mức nhóm dây chảy 3cc : Như vậy ta chọn : +1 Aptômat loại Hi-Mec 30AF loại ABE30a có thông số : Điện áp cách điện định mức : Ucđ = 490V. Điện áp xung định mức : Uimp = 6kV. Điện áp phục vụ tối đa định mức : Ue = 460V. Dòng điện định mức ở 400C : Iđm = 3A. +1 cầu dao có dòng định mức : Iđm ³ 2A. + Cầu chẩy nhóm : 1cc có Iđm ³ 8A. 2cc có Iđm ³ 6A. 3cc có Iđm ³ 10A. 2. Bảo vệ quá điện áp cho van : Để bảo vệ quá điện áp cho van do quá trình đóng cắt Thyristor được thực hiện bằng cách mắc R-C song song với Thyristor và Diod. R1 C1 TA R1 C1 DA Hình II.2 Mạch bảo vệ quá điện áp cho van. Khi có sự chuyển mạch do phóng điện từ van ra ngoài tạo nên xung điện áp trên bề mặt tiếp giáp p-n. Mạch R-C mắc song song với van bán dẫn tạo thành mạch vòng phóng điện tích quá độ trong quá trình chuyển mạch van. Theo kinh nghiệm R1 = (5 ¸ 30)W ; C1 = (0,25 ¸ 4)mF. Chọn theo tài liệu [7] : R1 = 5,5(W) và C1 = 0,25mF. 3.Bảo vệ van bán dẫn khỏi đánh thủng do xung điện áp từ lưới. Chúng ta mắc song song với tải ở đầu vào một mạch R-C nhằm lọc xung. Nhờ có mạch lọc này mà đỉnh xung gần như hoàn toàn nằm lại trên điện trở đường dây. Trị số R2, C2 được chọn theo tài liệu [7] : R2 = 12,5W và C2 = 4mF. • • • • • • R2 C2 R2 C2 C2 R2 Hình II.3 Mạch bảo vệ van tránh xung điện áp từ lưới. 4. Bảo vệ quá nhiệt độ cho các van bán dẫn. Khi van bán dẫn làm việc có dòng điện chạy qua , trên van có sụt áp , do đó có tổn hao công suất DP, tổn hao này sinh nhiệt đốt nóng van bán dẫn. Mặt khác , van bán dẫn chỉ được phép làm việc dưới nhiệt độ cho phép (Tcp). Nếu quá nhiệt độ cho phép thì các van bán dẫn sẽ bị phá hỏng. Để van bán dẫn làm việc an toàn ta phải chọn hệ thống toả nhiệt hợp lý. Tổn thất công suất trên 1 Thyristor : Diện tích bề mặt toả nhiệt : Trong đó : km = 8 (w/m2.0C) là hệ số toả nhiệt bằng đối lưu và bức xạ. độ chênh nhiệt . Tmt = 400C nhiệt độ môi trường. Nhiệt độ làm việc cực đại của van là 1250C. Do đó chọn nhiệt độ trên cánh toả nhiệt là : Tlv = 800C Vậy Sm = 0,029(m2 ) = 290(cm2). Chọn loại cánh toả nhiệt có 6 cánh , kích thước mỗi cánh : a´b = 5´5(cm´cm). Với a là chiều cao cánh toả nhiệt, b là chiều rộng cánh toả nhiệt. Tổng diịen tích toả nhiệt của cánh : S = 6.2.5.5 = 300(cm2). CHƯƠNG III THIẾT KẾ SƠ ĐỒ NGUYÊN LÝ MẠCH ĐIỀU KHIỂN ỔN ĐỊNH ĐIỆN ÁP · · U1 T Ud ZT D VR C i1 U t t1 U2 p Uc ZT · · U1 T Ud D i1 VR C UJT R1 R2 D0 U t t1 U2 p Uc UUJT Hình d Hình c III.1 Mạch điều khiển Thyristor đơn giản. Hình III.1 Điều khiển Thyristor bằng sơ đồ đơn giản. Nguyên lý điều khiển của mạch hình III.1a : Khi điện áp nguồn cấp đổi dấu ( dương Anod của Thyristor ) tụ C được nạp qua D-VR , tơi đủ ngưỡng thông Thyristor tại t1 Thyristor được mở từ t1 đến p . Tuy nhiên việc mở thông Thyristor tại t1 phụ thuộc vào đặc tính của Thyristor . Đặc tính này sẽ thay đổi trong qúa trình sử dụng. Để khắc phục nhược điểm trên ta dùng sơ đồ III.1c. Nguyên lý như sau : khi điện áp nguồn cấp đổi dấu tụ C nạp đến ngưỡng thông Tranzitor đơn nối (UJT), tụ C phóng điện qua UJT và UJT dẫn có dòng điện chạy vào cực điều khiển của Thyristor , Thyristor được dẫn từ t1 tới p. Điểm t1 trên hình III.1d do ngưỡng thông của UJT quyết định. ĐIện áp này ít có khả năng thay đổi hơn so với trường hợp III.1a. III.2 Nguyên lý thiết kế mạch điều khiển. Mạch điều khiển là khâu rất quan trọng trong bộ biến đổi chỉnh lưu, vì nó đóng vai trò chủ yếu quyết định chất lượng và độ tin cậy của bộ biến đổi. Nhiệm vụ của nó là biến đổi các tín hiệu điều khiển thành các xung hoặc chùm xung đưa vào cực điều khiển của Thyristor . Thyristor sẽ mở cho dòng chảy qua khi có điện áp dương Anod _Catod và có xung dương đặt vào cực điều khiển. Sau khi Thyristor đã mở xong thì xung điều khiển không còn tác dụng nữa. Dòng chảy qua Thyristor do thông số của mạch lực quyết định. Hiện nay trong tực tế người ta thường dùng nguyên tắc điều khiển "đứng". là phương pháp tạo góc a thay đổi bằng cách dịch chuyển điện áp điều khiển theo phương thẳng đứng so với điện áp răng cưa. Tại tời điểm điện áp điều khiển bằng điên áp răng cưa thì bộ so sánh sẽ tạo ra xung tam giác (hoặc vuông), xung này sẽ qua bộ khuếch đại và tạo xung điều khiển cần thiết để mở Thyristor . Trong nguyên tắc này được chia làm hai loại sau : +Nguyên tắc điều khiển thẳng đứng tuyến tính. +Nguyên tắc điều khiển thẳng đứng cosin. *Nguyên tắc điều khiển thẳng đứng tuyến tính. Khi điện áp xoay chiều hình sin đăt vào Anod của Thyristor , để có thể điều khiển được góc mở a của Thyristor trong vùng điện áp dương Anod cần tạo một điện áp tựa tam giác (điện áp răng cưa Urc). Dùng một điện áp một chiều Uđk so sánh với Urc ( tai t1 ; t4 ). Khi đó Uđk = Urc trong vùng điện áp dương Anod thì phát xung điều khiển Xđk. Thyristor được mở từ thời điểm có xung điều khiển (t1, t4) cho tới cuối bán kỳ (hoặc khi dòng điện đến không). Urc Udf t t Uđk Xđk 0 t1 t2 t3 t4 t5 t t Hình III.2 Nguyên lý điều khiển chỉnh lưu. Như vậy bằng cách làm thay đổi Uđk người ta có thể điều chỉnh được thời điểm mở Thyristor , do đó điều chỉnh được điện áp ra.Nhược điểm của phương pháp này là điều khiển không được chính xác, nhưng cũng có ưu điểm là việc tạo điện áp tựa Urc dễ dàng. * Nguyên tắc điều khiển thẳng đứng cosin. Người ta tạo điên áp tựa là điện áp dịch pha so với điện áp lưới một góc 600 (đối với lưới điện ba pha), điện áp dịch pha ấy là điện áp cos. Dùng một điện áp một chiều so sánh với điện áp tựa cos, tại thời điểm điện áp tựa bằng điện áp điều khiển trong vùng điện áp dương Anod thì phát xung để mở Thyristor . U t U®k t t Urc Hình III.3 Nguyên lý điều khiển thẳng đứng cosin Ưu điểm của phương pháp này cho ta kết quả Ud = f(Uđk) là tuyến tính, điều này nâng cao độ chính xác khi điều khiển và do đó có lợi cho việc điều chỉnh hệ thống. Tuy nhiên nó cũng có nhược điểm là việc tạo điện áp tựa có dạng cosin là rất khó khăn, hơn nữa vì Urc có dạng hình cos nên điều khiển kém nhạy và có thể mất điều khiển tại vùng đó. Qua phân tích hai phương pháp điều khiển trên, ta thấy mỗi phương pháp đều có ưu nhược điểm riêng. Tuy nhiên với đồ án này ta sẽ chọn nguyên tắc điều khiển thẳng đứng tuyến tính để thực hiện cấp xung mở Thyristor. III.3 Sơ đồ khối mạch chỉnh lưu. Đồng pha So sánh Tạo xung UĐK Hình III.4 Sơ đồ khối mạch chỉnh lưu. Mạch điều khiển bao gồm ba khâu cơ bản như trên hình III.3. Nhiệm vụ của các khâu trong sơ đồ khối như sau : Khâu đồng pha có nhiệm vụ tạo điệ áp tựa Urc trùng pha với điện áp Anod của Thyristor . Khâu so sánh sẽ nhận tín hiệu điện áp răng cưa Urc và điện áp điều khiển Uđk. Có nhiệm vụ so sánh giữa điện áp răng cưa Urc và điện áp điều khiển Uđk , tìm thời điểm hai điện áp này bằng nhau thì phát xung ở đầu ra để gửi sang tầng khuếch đại. Khâu tạo xung có nhiệm vụ tạo xung phù hợp để mở Thyristor . tx Xđk t tx Xđk t Hình III.5 Hình dạng xung điều khiển Thyristor . Yêu cầu của xung để mở Thyristor : -Sườn trước dốc thẳng đứng như trên hình III.4 để đảm bảo yêu cầu Thyristor mở tức thời khi có xung điều khiển. -Đủ độ rộng (với độ rộng xung lớn hơn thời gian mở của Thyristor ). -Đủ công suất. -Cách ly giữa mạch động lực và mạch điều khiển. III.4 Thiết kế sơ đồ nguyên lý. Yêu cầu đối với mạch điều khiển : -Mạch điều khiển làm bộ nguồn chỉnh lưu. -Dải diều khiển của tải lớn, không cần đảo chiều, điều khiển liên tục. -Điều kiện làm việc của thiết bị là chế độ làm việc dài hạn, nhiệt độ làm việc bình thường. III.4.1 Giới thiệu một số sơ đồ trong các khâu. 1.Khâu đồng pha. Urc A B D1 UAT - E R2 D2 R1 0 C1 t 0 2 3 Urc UAT t 0 U Hình III.6: Khâu đồng pha dùng Diod và tụ điện. *Dùng Diod và tụ điện. +Hoạt động của sơ đồ như sau : Khi điện áp UA > 0 có dòng điện chạy qua R1, D1 , D2 khi đó điện thế tại ba điểm B,C, O bằng nhau. Như vậy điện áp Urc = 0. Khi điện áp UA < 0 thì D1, D2 đều khóa, tụ C đựơc nạp theo đường R2 - C Với điện áp âm ở bản cực trên, điện áp âm ở bản cực đưới (hình III.6). Tụ nạp cho đến khi điện áp âm của tụ bằng điện áp âm của A(thời điểm trên giản đồ đường cong điện áp). Khi điện áp của tụ âm hơn điên áp của A thì tụ xả qua Diod D2 tạo nên điện áp răng cưa (Urc ¹ 0). Sơ đồ này đơn giản, dễ thực hiện, số linh kiện ít nhưng chất lượng điện áp tựa không tốt. Độ dài của phần biến thiên tuyến tính của điện áp tựa không phủ hết 1800. Do vậy góc mở van lớn nhất bị giới hạn hay nói cách khác theo sơ đồ này điện áp tải không thể điều khiển từ không cho đến cực đại mà từ một trị số nào đó cho đến cực đại.. *Khâu tạo điện áp tựa dùng Tranzitor và tụ điện. - E 0 t t UA 2 3 Urc U 0 Urc C C1 D1 UAT R2 R1 0 Tr A B + - Hình III.7 Khâu đồng pha dùng Tranzitor và tụ ®iƯn. +Hoạt động của sơ đồ như sau : Khi điện áp UAO > 0 có dòng điện chạy qua R1,D1 Tranzitor bị khóa và tụ C1 được nạp theo đường R2-C với bản cực duơng ở dươí , bản cực trên âm như hình vẽ. Khi UAO < 0 thì Tranzitor dẫn , tụ C1 xả theo đường C1+ - Tr - C1- tạo nên điện áp tựa Urc. Khi tụ xả hết Urc = 0. Chu kỳ sau lặp lại tương tự. Ưu điểm điều khiển trong suốt dải từ (00 ¸ 1800). Sơ đồ này đơn giản nên được dùng khá phổ biến hiện nay. Nhược điểm của sơ đồ này là dùng máy biến áp đồng pha chế tạo khó khăn . *Khâu tạo điện áp tựa dùng bộ ghép quang. +Hoạt động của sơ đồ : Khi UAT > 0 thì D dẫn , Diod quang DQ khóa làm cho Tranzitor quang TrQ khóa , tụ nạp theo đường E - R2 - C, với bản cực dương ở trên âm ở dưới như hình III.8., hằng số thời gian T = R2.C Khi UAT < 0 thì D khóa, Diod quang DQ dẫn làm cho Tranzitor quang TrQ dẫn , tụ sẽ xả tạo điện áp răng cưa Urc A U t t UAT 2 3 Urc 0 0 Urc DQ UAT R1 +E TrQ + - R2 D C1 Hình III.8 Khâu đồng pha dùng bộ ghép quang. Sơ đồ này và sơ đồ khâu đồng pha dùng Tranzitor và tụ có chất lượng điện áp tựa tương đối giống nhau. Nhưng sơ đồ này ưu điểm hơn ở chỗ không cần biến áp đồng pha , do đó đơn giản hơn trong việc chế tạo và lắp đặt. UAT R1 R2 D1 A1 A2 Urc R3 C Tr + + 0 C1 A B Urc 0 t U UAT 2 3 t t UB Urc 0 0 Hình III.9 Khâu đồng pha dùng khuếch đại thuật toán. *Khâu tạo điện áp tựa dùng khuếch đại thuật toán. +Hoạt động của sơ đồ : Điện áp vào tại điểm A (UA)có dạng hình sin qua khuếch đại thuật toán A1 cho ta chuỗi xung chữ nhật đối xứng UB. Khi UB > 0 thì Tranzitor khóa , Diod D1 phân cực thuận mở cho dòng điện chạy qua khâu tích phân A2 tạo ra điện áp Urc. Khi UB < 0 Diod D1 phân cực ngược nên bị khóa , lúc này Tranzitor thông , tụ C1 xả hết .Kết quả là A2 bị ngắn mạch (với Urc = 0 ). Trên đầu ra của A2 chúng ta có chuỗi điện áp răng cưa Urc gián đoạn. Nhận xét : ở đây dùng vi mạch cho nên sơ đồ này có chất lượng điện áp tựa tốt, kích thước gọn nhẹ. Qua phân tích các sơ đồ của khâu đồng pha tạo điện áp tựa ở trên, ta nhận thấy nên chọn khâu đồng pha dùng bộ ghép quang. Với bộ ghép quang việc lắp đặt và chế tạo đơn giản , dễ dàng hơn. Đặc biệt không phải sử dụng biến áp đồng pha nhưng chất lượng điện áp tựa vẫn khá tốt. Hơn nữa hiện nay bộ ghép quang này cũng được chế tạo hợp bộ nên rất thuận tiện và đơn giản khi sử dụng chúng. Chẳng hạn bộ ghép quang 4N35 . DQ TQ Hình III.10 Tổng quan bộ ghép quang 4N35. 2.Khâu so sánh Ura -E Urc U®k R1 R2 R3 B + Tr 0 U Ura t Uđk ra - Uđk Urc q1 q2 q3 q4 t 0 Hình III.11 Sơ đồ khâu so sánh dùng Tranzitor. *Khâu so sánh dùng Tranzitor. t1 +Nguyên tắc hoạt động : Theo hình vẽ ta thấy điện áp vào có dạng răng cưa được so sánh với Uđk , tại các điểm 1, 3 điện áp răng cưa bằng điện áp điều khiển. Tại đó ta phát xung điều khiển Thyristor . -Từ 0 ¸ 1 : | Uđk | > | Urc | và UB > 0 làm Tranzitor Tr khóa, điện áp ra . -Từ 1 ¸ 2 : | Uđk | < | Urc | và UB < 0 làm Tranzitor Tr dẫn, điện áp ra . Việc so sánh bằng Tranzitor có nhược điểm tại 1, 3 điện áp biến thiên như hình vẽ chỉ đúng trong trường hợp lý thuyết. Còn trong thực tế nó là đường xiên vì có một vùng gần 0 làm việc ở chế độ khuếch đại. Khi đó tại tời điểm phát lệnh mở Thyristor là t1 nhưng Thyristor sẽ thực sự mở sau t1 . Do đó thởi điểm mở Thyristor thiếu chính xác. Để khắc phục nhược điểm mở Thyristor ở trên, với sự ra đời của khuếch đại thuật toán thì khuếch đại thuật toán được dùng làm khâu so sánh trong các mạch điều khiển rất phổ biến. R1 R2 A3 +Ung Ura -Ung -Urc U®k -U®k Ura R1 R2 A3 +Ung -Ung -Urc *Khâu so sánh dùng khuếch đại thuật toán. (a) (b) 0 t U Uđk Urc q1 q2 Ura t q3 0 Hình III.12 Sơ đồ khâu so sánh dùng khuếch đại thuật toán . q4 (c) (a): Cộng một cổng đảo của khuếch đai thuật toán. (b): Hai cổng của khuếch đại thuật toán. (c): Đường cong điện áp. +Nguyên tắc hoạt động : Cả hai sơ đồ đều có nguyên lý giống nhau. -Từ thời điểm 0 ¸ 1 : | Uđk | > | Urc | thì Ura = - Ung. - Từ 1 ¸ 2 : | Uđk | < | Urc | thì Ura = + Ung. -Tại các thời điểm : | Uđk | = | Urc | thì Ura = 0. Hai sơ đồ nàycó ưu điểm hơn hẳn sơ đồ III.11 là có thể phát xung điều khiển chính xác tại : Uđk = Urc . Qua phân tích các sơ đồ của mạch so sánh ta chọn khâu so sánh dùng khuếch đại thuật toán, cụ thể chọn sơ đồ III.12b. Bởi vì với sơ đồ này chúng ta có thể phát xung điều khiển Thyristor một cách chính xác tại Uđk = Urc. 3.Khâu tạo xung khuếch đại. *Sơ đồ khâu tạo xung khuếch đại dùng Tranzitor công suất. Xđk Ic q1 q2 q3 q4 t t t UV U 0 0 UV R1 R2 +E D1 D2 Tr T BAX Hình III.13 Khâu tạo xung khuếch đại bằng Tranzitor công suất. Nhiệm vụ : khâu tạo xung khuếch đại là tạo xung phù hợp để mở Thyristor , tầng khuếch đại cuối cùng thường được thiết kế bằng Tranzitor công suất. Để có xung gửi tới Thyristor ta dùng biến áp xung (BAX), Tranzitor công suất (Tr) để khuếch đại công suất, Diod (D) để bảo vệ Tr và cuộn dây sơ cấp BAX khi Tr khóa đột ngột. Sơ đồ này đơn giản nhưng ít được dùng rộng rãi. Bởi vì hệ số khuếch đại của Tranzitor loại này nhiều khi không đủ lớn, để khuếch đại tín hiệu từ khâu so sánh đưa sang. * Tạo xung khuếch đại bằng sơ đồ Dalington. R2 +E D1 D2 Tr2 UV R1 T BAX Tr1 Hình III.14 Tạo xung khuếch đại sơ đồ Dalington. Sơ đồ này đã khắc phục được nhược điểm của sơ đồ III.13 nên nó thường được sử dụng trong thực tế, nó có thể đáp ứng được yêu cầu về khuếch đại công suất, hệ số khuếch đại được nhân lên theo thông số của Tranzitor. Tuy nhiên lại có nhược điểm ccông suất tỏa nhiệt của Tranzitor quá lớn và kích thước máy biến áp xung lớn. Để giảm nhỏ công suất tỏa nhiệt của Tranzitor và kích thước dây sơ cấp biến áp xung ta thêm tụ nối tầng. *Khâu khuếch đại tạo xung bằng sơ đồ có tụ nối tầng. ic(tu) q1 q2 q3 q4 Xđk t t t UV U 0 0 t t 0 0 0 ib ic(Tr) i Xđk R2 +E D2 D3 Tr2 UV R1 T BAX Tr1 C D1 Hình III.15 Sơ đồ tạo xung khuếch đại có tụ nối tầng. Theo sơ đồ này, Tranzitor chỉ mở cho dòng chạy qua trong khoảng thời gian nạp tụ nên dòng hiệu dụng của chúng bé hơn nhiều lần. Qua trên ta chọn khâu tạo xung khuếch đại hình III.15 là sơ đồ tạo xung khuếch đại có tụ nối tầng. Bởi vì sơ đồ này có ưu điểm hơn các sơ đồ khác như dòng hiệu dụng qua Tranzitor bé, công suất tỏa nhiệt của Tranzitor không lớn, kích thước dây sơ cấp biến áp xung bé hơn. III.4.2 Xây dựng mạch điều khiển. Với yêu cầu điều khiển có chất lượng tốt ta chọn khâu đồng pha hình III.8 tức là dùng bộ ghép quang. Với khâu đồng pha dùng bộ ghép quang sẽ rất đơn giản và thuận tiện cho lắp ráp. Không cần tính toán máy biến áp đồng pha. Khâu so sánh chọn sơ đồ cộng hai cổng đảo khuếch đại thuật toán hình III.12b vì với sơ đồ này có ít nhiễu nhất đối với các kênh khác. Hơn nữa tín hiệu vào hai cổng độc lập nên không xảy ra hiện tượng mạch giả. Tầng tạo xung khuếch đại dùng sơ đồ tụ nối tầng hình III.15. Với sơ đồ này sẽ giảm được dòng đưa vào bộ khuếch đại. A B DQ UAT R1 11 +E TrQ R2 D C1 Urc U®k R3 R2 A3 +Ung -Ung R5 +E D2 D3 Tr2 R4 T BAX Tr1 C D1 U'A Ta có sơ đồ điều khiển một kênh như sau : Hình III.16 Sơ đồ một kênh mạch điều khiển Thyristor. Nguyên tắc hoạt động của sơ đồ III.18 : U t t UAT 2 3 Urc 0 0 t t t UB Uđk ib Xđk 0 0 0 t1 t2 t3 t4 Hình III.17 Giản đồ các đường cong dòng điện và điện áp. Giải thích hoạt động : khâu đồng pha cho ta điện điện áp UA' . Đó là điện áp Urc dương. Điện áp tựa này được so sánh với điện áp điều khiển đưa vào Uđk . Hai tín hiệu này giao nhau tại t1, t2 , t3 , t4. Từ 0 ¸ t1 : điện áp tựa Urc nhỏ hơn điện áp điều khiển Uđk . Điện áp ra sẽ là Ura = +Ubh (điện áp bão hòa dương). Từ t1 ¸ t2 : Urc lớn hơn Uđk . Điện áp ra sẽ nhận giá trị dấu của Urc. Vì tín hiệu Urc đưa vào cổng trừ (-) của khuếch đại thuật toán nên tín hiệu ra sẽ đảo dấu. Tương tự như vậy, các chu kỳ kế tiếp lặp lại ta có điện áp UB. Ở đây chúng ta sử dụng bóng ngược (Tranzitor ) cho nên khi UB đổi dấu từ âm sang dương thì sẽ có dòng ib (trên hình vẽ bỏ qua chu kỳ đầu tiên). Khi UB mang dấu dương, bên trái tụ mang dấu dương. Lúc này tụ C sẽ được nạp. Khi UB đổi dấu dương sang âm, tụ C xả năng lượng qua Diod D. Do đó có dòng ib và dòng ic tương ứng với các xung điều khiển đưa vào để kích mở Thyristor . Tuy nhiên theo yêu cầu điều khiển Thyristor là phải điều khiển Thyristor mở ở phần dương điện áp UAT. Nhưng ở đây thời điểm mở Thyristor không đúng vì thời điểm mở Thyristor tại t1 lại không thực hiện được. Trong khi đó có lệnh mở Thyristor tại t2 và t4. Muốn có xung điều khiển mở Thyristor tại t1 và t3 ta phải ra lệnh tại sườn xuống của UB. Có nhiều cách để thay đổi UB, ở đây ta mắc thêm vào mạch điều khiển một khuếch đại đảo vào sau UB (hoặc sử dụng khuếch đại đảo logic vì UB là sóng vuông). Khi đó ta sẽ có dòng ib tại sườn xuống của UB nên có xung điều khiển kích mở Thyristor tại t1 và t3. Đối với việc điều chỉnh : khi thay đổi Uđk thì ta thay đổi được điện áp kích từ và dòng điện kích từ. Nguyên lý điều chỉnh điện áp là khi thay đổi Uđk từ 0 đến Ubh thì độ rộng của điện áp kích từ Ukt sẽ tăng từ 0 đến p hay điện áp kích từ sẽ tăng từ 0 đến Uktmax. U t t UAT 2 3 Urc 0 0 t t t UB Uđk ib Xđk 0 0 0 t1 t2 t3 t4 t t UD 0 0 t Ud Hình III.18 Giản đồ các đường cong dòng điện, điện áp và điện áp tải. UV D R1 R2 R3 R4 A1 U'A C +E R5 A2 Rht B D R6 C2 R7 T1 T2 +E UV D DQ TQ R1 R2 R3 R4 A1 U'A C +E Uđk R5 A2 Rht B D R6 C2 R7 T1 T2 UV D R1 R2 R3 R4 A1 U'A C +E R5 A2 Rht B D R6 C2 R7 T1 T2 DQ TQ TQ DQ +E +E Rd Ld TA TB TC DA DB DC AP A C B A C B MFĐ Hình III.19 Sơ đồ mạch điều chỉnh kích từ tổng quát. III.5 Tính chọn thông số của mạch điều khiển. Việc tính toán mạch điều khiển thường được tiến hành từ tầng khuếch đại ngược trở lên. Mạch điều khiển được tính xuất phát từ yêu cầu về mở xung Thyristor . Các thông số cơ bản để tính mạch điều khiển : . +Điện áp điều khiển Thyristor : Ug = Uđk = 2,5(V). +Dòng điện điều khiển Thyristor : Ig = Iđk = 0,05(A). III.5.1 Tính chọn biến áp xung. Chọn vật liệu làm lõi sắt Ferit HM. Lõi có dạng hình xuyến, làm việc trên một phần của đặc tính từ hóa có mật độ từ cảm bé, không có khe hở không khí. +Tỷ số biến áp xung : thường máy biến áp m = 2 ¸ 3. Chọn m = 3. +Điện áp cuộn thứ cấp máy biến áp xung : U2 = Uđk = 2,5(V). + Điện áp cuộn sơ cấp máy biến áp xung : U1 = m.U2 = 3.2,5 = 7,5(V). +Dòng điện thứ cấp máy biến áp xung : I2 = Iđk = 0,05(A). +Dòng điện sơ cấp máy biến áp xung : I1 = I2/m = 0,05/3 = 0,017(A). III.5.2 Tính tầng khuếch đại cuối cùng. Chọn Tranzitor công suất Tr2 loại 2SC9111 làm việc ở chế độ xung có các thông số : +Tranzitor loại npn, vật liệu bán dẫn là Si. +Điện áp giữa Colecto và Bazơ khi hở mạch là : UCBO = 40V. +Điện áp giữa Emitơ và Bazơ khi hở mạch là : UEBO = 4V. +Dòng điện lớn nhất ở Colectơ có thể chịu đựng : ICmax = 500mA. +Nhiệt độ lớn nhất ở mặt tiếp giáp : Tmax = 1750C. +Hệ số khuếch đại : b = 50. +Dòng làm việc của Colectơ : IC2 = I1 = 0,05.1000 = 50mA. +Dòng làm việc của Bazơ : IB2 = IC2/b = 50/50 = 1mA. Ta thấy rằng với loại Thyristor đã chọn có công suất điều khiển khá bé Uđk = 2,5V và Iđk = 0,05A nên dòng Colectơ - Bazơ của Tr2 khá bé. Chọn nguồn cấp cho biến áp xung : E = UN = +12V. Ta phải mắc thêm điện trở R7 nối tiếp với cực Emitơ của Tr2. Tất cả các Diod trong mạch điều khiển đều dùng loại 1N4009 có tham số : +Dòng điện định mức : Iđm = 1,0A. +Điện áp ngược lớn nhất : UNmax = 25V. +Điện áp để cho Diod mở thông : Um = 1V. Chọn tụ C2 và R6 . Điện trở R6 dùng để hạn chế dòng điện đưa vào Bazơ của Tr2, chọn R6 thỏa mãn điều kiện : Tụ C2 được chọn phụ thuộc vào độ rộng xung điều khiển. Nó được tính : từ đó tính ra III.5.3 Chọn tầng so sánh. 14 7 6 5 4 3 2 1 10 9 8 13 12 11 - Vcc +Vcc Mỗi kênh điều khiển phải dùng hai khuếch đại thuật toán, ta chọn loại TL084 do hãng TexasInstrument chế tạo. Mỗi IC này có 4 khuếch đại thuật toán. Thông số của TL084 : Hình III.20 Sơ đồ chân IC TL084 +Điện áp nguồn nuôi : Vcc = ±18V. Chọn điện áp nguồn nuôi mạch điều khiển : UN = E = ±12V. +Hiệu điện thế giữa hai đầu vào : ±30V. +Nhiệt độ làm việc : Tlv = -25 ¸ 850C. +Công suất tiêu thụ : P = 680(mW) = 0,68W. +Tổng trở đầu vào : Rin = 106MW. +Dòng điện đầu ra : Ira = 30pA. +Tốc độ biến thiên điện áp cho phép : Dòng điện vào tốt nhất nên chọn nhỏ hơn 3mA. Vì tín hiệu ở tầng so sánh đưa sang tối đa là 3mA sau khi khuếch đại nó sẽ đủ công suất để cho Tranzitor mở bão hòa. Ở đây chọn dòng vào IV = 1mA. Khuếch đại thuật toán đã chọn TL084. Chọn Trong đó với nguồn nuôi Vcc = ±12V thì điện áp vào A1 là UV ≈ 12V. Dòng điện vào được hạn chế để Ilv < 1mA. Do đó ta chọn R3 = R4 = 15KW. Khi đó dòng vào A1 cực đại sẽ là : Chọn Tương tự như trên nên ta chọn R5 = Rht = 15KW. III.5.4 Tính chọn khâu đồng pha. Điện áp tụ được hình thành do sự nạp của tụ C. Mặt khác để đảm bảo điện áp tụ có trong một nửa chu kỳ điện áp lưới là tuyến tính thì hằng số thời gian tụ nạp được Tr = R2.C = 0,005s. Chọn tụ C = 0,1mF. thì điện trở R2 = Tr/C = 0,005/0,1.10-6 = 50.103W. Vậy R2 = 50KW. Điện áp ra bão hòa của khuếch đại thuật toán : Ubh = ±E ± 1 = ± 11V. Chọn bộ ghép quang DQ - TQ loại 4N35 có các thông số sau : Điện thế cách điện : 3350V. Điện thế : Vcc = 30V. Dòng điện qua Diod quang lớn nhất là : Imax = 10mA. Chọn dòng làm việc chạy qua Diod quang : IDQ = 3mA. Vậy R1 = UV/IDQ = 30,15/3.10-3 = 10,05KW. III.5.5 Tạo nguồn nuôi. Tính chọn máy biến áp tạo nguồn nuôi, chọn kiểu máy biến áp ba pha ba trụ, trên mỗi trụ có bốn cuộn dây gồm một cuộn sơ cấp và ba cuộn thứ cấp. *Cuộn cấp thứ nhất. Tạo ra nguồn điện áp ±12V (có ổn áp) để cấp cho nuôi IC , các bộ điều chỉnh dòng điện, tốc độ, điện áp. Nguồn này được cấp bởi cuộn dây thứ cấp a1,b1, c1. Ta dùng mạch chỉnh lưu cầu ba pha dùng Diod , điện áp thứ cấp máy biến áp nguồn nuôi : U2 = 12/2,34 = 5,13V, ta chọn U2 = 9V. Để ổn định điện áp ra của nguồn nuôi ta dùng hai vi mạch ổn áp 7812 và 7912. Thông số chung của vi mạch này : +Điện áp đầu vào : UV = 7 ¸ 35V. +Điện áp đầu ra : Ura = 12V với IC 7812 và Ura = - 12V với IC 7912. +Dòng điện đầu ra : Ira = 0 ¸ 1A. Tụ C4, C5 dùng để lọc thành phần sóng hài bậc cao. Chọn : C4 = C5 = C6 = C7 = 470mF. *Cuộn cấp thứ hai. a2, b2, c2 tạo nguồn nuôi cho biến áp xung, cấp xung điều khiển cho các Thyristor (+12V). Do mức độ sụt xung cho phép tương đối lớn cho nên nguồn này không cần ổn áp. Cần chế tạo cuộn dây này riêng rẽ cới cuộn dây cấp nguồn cho IC để tránh gây sụt áp nguồn nuôi. *Cuộn cấp thứ ba. a3, b3, c3 là cuộn dây cấp điện cho bộ chỉnh lưu cầu ba pha để lấy tín hiệu âm điện áp cung cấp cho khâu phản hồi điện áp. Đối với nguồn cấp cho khâu đồng pha ta có thể sử dụng trực tiếp điện áp thứ cấp của biến áp chỉnh lưu đưa vào khâu đồng pha. 7812 7912 +12V -12V +12V 400V~ C4 C5 C6 C7 O c2 b2 a2 c1 b1 a1 C B A RV2 RV1 C' a3 b3 Hình III.21 Sơ đồ nguyên lý tạo nguồn nuôi mạch điều khiển. III.6 Tính chọn khâu phản hồi. III.6.1 Sơ đồ khâu phản hồi dòng. A B C Ri Ri Ri RV3 Uph.I DZ2 III.22 Khâu phản hồi dòng. · · · · · · · - + RV1 RV2 RV3 Uđặt Uph.U Điều khiển Uph.I R8 R9 R10 R11 A3 Uđặt Umf Ukt ph.i ph.u UĐK MFĐ Cuộn KT Uđk · · · · · · · · · · · Hình b It* E* Hình III.22 Sơ đồ mạch cộng đảo. Khâu đồng pha tạo ra điện áp răng cưa Urc tại nút A là U'A . Tín hiệu ra của khâu này cùng pha với tín hiệu vào. Điện áp răng cưa được gởi qua khâu so sánh A2. Tại đây A2 thực hiện phép so sánh giữa điện áp răng cưa Urc và điện áp điều khiển Uđk. Nguyên lý ổn định điện áp trong sơ đồ được mô tả như sau : Điện áp điều khiển Uđk được lấy từ mạch cộng đảo A3 bởi ba tín hiệu Uđặt, Uph.U và Uph.I. Hệ thống ổn định điện áp ở đầu cực máy phát xoay chiều không máy phụ. Đại lượng cần điều chỉnh là điện áp đầu cực máy phát xoay chiều Umf và dòng điện Imf. Giá trị chủ đạo của Uđk được phát từ biến trở RV1, đó là giá trị Uđặt có nguồn cung cấp +E được lấy từ nguồn +12V và 0 của vi mạch ổn áp 7812 qua điện trở R8. Xác định giá tri tín hiệu điều khiển : Trong đó : K : Hệ số điện trở. Uđặt : Điện áp lấy từ chiết áp RV1 qua R8. Uph.U : Điện áp phản hồi tỷ lệ với điện áp máy phát được lấy từ chiết áp RV2 qua R9. Uph.I : Điện áp phản hồi dòng được lấy từ chiết áp RV3 qua điện trở R10. Khi phụ tải của máy phát giảm thì điện áp cuỉa máy phát Umf tăng lên. Lúc này nhiệm vụ của mạch ổn định điện áp là phải giảm dòng kích từ (Ikt) tức là giảm Ukt hoặc giảm Uđk để điện áp của máy phát giảm về mức ổn định cho phép. Với sơ đồ mạch điều khiển được thiết kế có phản hồi âm điện áp, dương dòng điện thì khi Umf tăng dẫn đến Uph.U tăng và Uph.I giảm (có ngắt nên Uph.I = 0) ta có : Uđk = -K(Uđặt - Uph.U). Mà Uph.U tăng nên dẫn đến Uđk giảm kéo theo Ukt giảm và Umf giảm về mức ổn định. Ngược lại, khi phụ tải của máy phát tăng lên làm cho Umf giảm và Imf tăng thì mạch điều khiển cần phải tự động tăng Uđk để tăng Ukt dẫn đến tăng Umf đến mức ổn định điện áp. Như vậy nguyên lý ổn áp ở đây là điện áp của máy phát giảm (Umf giảm ) dẫn đến Uph.U giảm , đồng thời Uph.I tăng ( có phản hồi dòng). Cho ta Uđk tăng và làm cho điện áp máy phát tăng đến điện áp ổn định. Ta có sơ đồ khối của mạch ổn định điện áp như sau : c3 c3 Hình III.23 Sơ đồ khối hệ thống ổn định điện áp máy phát. III.6.2 Tính chọn khâu phản hồi dòng và phản hồi áp. Ta có : Khi điện áp đầu cực máy phát Umf có giá trị nằm trong khoảng 0,95.Ufđm<Umf<1,05.Ufđm. thì khâu phản hồi dòng điện không làm việc vì trong vùng điện áp này điện áp ra U1 của bộ chỉnh lưu phản hồi dòng nhỏ không đủ làm dẫn thông Diod ổn áp DZ2 ta có : Trị số điện áp đặt : Uđặt = KCA.(+UN) = KCA.12 (V) Với KCA < 1. Dòng điện pha định mức là Ifđm = 17,32(A). Nên chọn biến dòng có I1đm>1,1.Ifđm = 1,1.17,32 = 19,05(A). a.Tính khâu phản hồi dòng : *Chọn máy biến dòng : Như vậy chọn máy biến dòng hạ thế kiểu đúc Êpôxy loại CT-0,6 do công ty thiết bị đo điện (EMIC) chế tạo BD1 trong [11] có các thông số như sau : -Điện áp định mức : Uđm = 0,6(kV) = 600(V). -Dòng điện sơ cấp định mức : I1đm = 50(A). -Dòng điện thứ cấp định mức : Iđm = 5(A). -Công suất định mức ở cấp chính xác 0,5 : Sđm = 2,5(VA). Điện áp ra của bộ chỉnh lưu cầu phản hồi dòng : Trong đó : Kbd = = 0,1 : Hệ số biến dòng. Kcl = 2,34 : Hệ số chỉnh lưu cầu ba pha. Chọn : Ki = 1,2 : Hệ số phản hồi dòng. Vậy Điện áp xoay chiều trước chỉnh lưu là : Dòng điện thứ cấp máy biến dòng : Giá trị điện trở Ri : *Chọn Diod ổn áp : Chọn Diod ổn áp DZ2 mã 1N7469 có các thông số sau : -Công suất định mức : Pđm = 500(mW). -Điện áp ổn áp của DZ2 : UZ2 = 4,3(V). RV1