Влияние обратного тока восстановления тиристорных ключей на энергетические характеристики многоячейковых генераторов Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

-►

Радиотехника, антенны, СВЧ-устройства

УДК 621.37

В.А. Сороцкий, М.А. Уткин

ВЛИЯНИЕ ОБРАТНОГО ТОКА ВОССТАНОВЛЕНИЯ ТИРИСТОРНЫХ КЛЮЧЕЙ НА ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ МНОГОЯЧЕЙКОВЫХ ГЕНЕРАТОРОВ

Генерирование колебаний в сравнительно высокочастотных для тиристорных ключей диапазонах ОНЧ НЧ возможно лишь с помощью многоячейковых тиристорных генераторов (МТГ), в которых повышение рабочей частоты достигается поочередной работой нескольких ячеек схемы [1, 2]. При этом время, предоставляемое тиристорам для восстановления электрической прочности, может составлять (#я -1) полупериодов частоты выходного колебания, где N - количество ячеек в генераторе. Принимая во внимание, что даже для сравнительно быстродействующих тиристоров серий ТБЧ и ТБИ длительность интервала протекания тока обратного восстановления тиристора составляет несколько мкс и на повышенных частотах может оказаться соизмеримой с длительностью импульса прямого тока, становится очевидным, что в этом случае пренебрежение инерционностью выключения тиристоров при расчёте МТГ не только необоснованно, но и может привести к заметной погрешности [3]. Однако при анализе процессов в [3] был рассмотрен частный случай, когда МТГ работает на резистив-ную нагрузку, а заряд обратного восстановления Qrr полагался известным из справочных данных. Но такой подход не всегда обеспечивает требуемую точность, поскольку накопленный к моменту окончания импульса прямого тока ?и в структуре тиристора заряд зависит от большого числа параметров режима работы генератора.

Целью настоящей статьи является количественная оценка влияния обратного тока восстановления тиристоров на характеристики МТГ с комплексной нагрузкой путём вычисления Q на

тура; £ = ^м /

основе параметров режима работы генератора.

Ток, протекающий через тиристоры МТГ при работе на комплексную нагрузку, описывается соотношением [1, 2]:

• (\_им ísinvcoí sin[0,5(v + l)coí + ф] lAt)~ (üL[^Kcv + (vil) X (1)

sin[0,5(v - 1)íüí] sin cpsinvcoíl _ UM ~, ч X 0,5(v-l) + v +1 J й

где UM и ф - соответственно амплитуда и начальная фаза напряжения на нагрузке, KC - коэффициент перезаряда ёмкости коммутирующего кон; v = ca0/fi); со0 =l/VZc - частота i с ií=í„ ~ настройки коммутирующего контура; через i T(t) обозначено выражение, стоящее в фигурных скобках.

Зная iT(t), для нахождения Q воспользуемся методом заряда [4]. В общем виде применение метода заряда к анализу процесса выключения тиристора подразумевает нахождение заряда неосновных носителей как в p-, так и в n-базе прибора. Однако, исходя из анализа известных работ, в [5] сделано заключение о том, что переходный процесс выключения тиристора определяется, в основном, рассасыванием заряда неосновных носителей в n-базе тиристора. Это обусловлено в т. ч. и тем, что время жизни дырок тр в n-базе тиристора, как правило, существенно больше времени жизни электронов в p-базе. Исходя из предположения, что инерционность тиристора практически не влияет на форму импульса тока, определяемую функцией i T(t) в (1), основанием для которого является сохранение на этапе протекания обратного

тока такой же высокой степени проводимости, как и при протекании прямого тока, запишем уравнение для нахождения накопленного в тиристоре заряда:

dQт(t) Qт(t)

Ж

- + ■

= Ш

(2)

Подставив (1) в (2) и решив уравнение при начальном условии Qт(0) = 0, получим:

QT(t) = (а^ю1 - В^[(У + 1)Н +

+ ВШ[(У + 1)Ш1] + Esmюt + Се1^} = ^Ч/О

(3)

где А = (М/+ мД + ^ в = (М/+ к+ ^ = «V В = (/+ М?}/ + ^ ^ = (М - Мг/ )х

I2

/1+Х2),

С = в - А, М=

/»-1> М/= Ш%М>

к=М/+1) + .

Длительность интервала 1и протекания прямого тока через тиристор определим из решения уравнения ¿т(1и) = 0. Подставив найденное значение 1и в (3), найдем заряд Qт(tи), накопленный в приборе к моменту окончания импульса прямого тока. Этот заряд должен быть выведен на интервале протекания обратного тока, т. е. является зарядом обратного восстановления Q = Q (t).

Снижение мощности в нагрузке генератора, обусловленное разрядом коммутирующих ёмкостей обратным током восстановления тиристоров, можно вычислить по изменению заряда на ёмкости коммутирующего контура вследствие протекания указанного тока. Действительно, мощность, которую могла бы отдать в нагрузку коммутирующая ёмкость в отсутствие обратного тока связанных с ней тиристоров [1]:

Рно = [С«С(0)/2 - Си С(1и)/2] 2/=

2

СЕ2 1 + К = -у утк 2/^оЕ/;

(4)

где иС(0) и иС(^) - соответственно напряжение на коммутирующей ёмкости в начале и конце импульса прямого тока через тиристор, ДQ0 = СЕ(1 + КС)/(1 - КС) - изменение заряда на коммутирующей ёмкости при протекании указанного импульса тока; /- частота генерируемых колебаний; Е - напряжение питания генератора.

При протекании обратного тока восстановления тиристоров в коммутирующую ёмкость и,

в конечном счёте, в источник питания генератора, возвращается заряд ДQв = 2Qrr. Коэффициент, стоящий перед Qrr, учитывает, что возврат заряда происходит дважды: при протекании обратного тока восстановления тиристора верхнего и нижнего плеч. Таким образом, относительное снижение мощности в нагрузке:

ДР / = 2Q / (5)

Преобразовав последнее выражение с учётом (3), (4) и приняв во внимание, что [1], получим:

ДР , 2КС^2

/ = Ч(1) = КЧ(1). (6)

Рн0 (1 + КС) Р

Использованное в (5) и (6) значение Qrr соответствует току (1), который был получен в предположении о том, что тр = 0 и тиристорные ключи являются безынерционными (в дальнейшем такой режим будем именовать эталонным). В реальных условиях, когда тр ф 0, как уже было отмечено выше, мощность в нагрузке снижается по отношению к мощности эталонного режима и, соответственно, уменьшается и амплитуда тока тиристора по сравнению со значением, задаваемым (1). Уменьшение амплитуды тока по отношению к току эталонного режима, которое в первом приближении можно считать пропорциональным по величине относительному снижению мощности в нагрузке, приводит к снижению величины заряда, накопленного в тиристоре к началу процесса его выключения. Учёт этого обстоятельства применительно к возвращаемому в источник питания заряду можно выразить соотношением:

де.,=де,(| - д^4),

(7)

где ДQв1 - скорректированное значение возвращаемого заряда.

Из (7) нетрудно выразить отношение зарядов:

до,/ да 1

^0 ДQо 1 + ДQB

(8)

/дQо

С учётом (5), (6) и (8) запишем окончательное выражение для относительного снижения мощности в нагрузке генератора:

Д =Г-/р

= КчЧт(1и) .

[1 + к„Чт(1и)].

(9)

, 1 - ^ ^и

Негативное влияние обратного тока восстановления тиристоров может проявиться не только в снижении мощности в нагрузке в соответствии

т

р

с (9), но и в возрастании мощности, рассеиваемой в демпфирующих цепях МТГ. С целью уменьшения последней в [1, 2] был рассмотрен так называемый «гладкий» режим работы МТГ, характеризуемый тем, что в момент окончания импульса тока тиристора, определяемый из условия гт(Хи) = 0, скачок напряжения на аноде прибора отсутствует, т. е. [й1 = 0, что обусловливает отсутствие

коммутационных потерь при выключении тиристоров. Наличие интервала протекания обратного тока приводит к увеличению общей длительности импульса тока и увеличению коммутационных потерь. Выключение тиристоров происходит с задержкой в момент времени X , определяемый с

Ч

учётом (3) из условия дт(Хд) = 0 , при этом X > Хи. К моменту времени X когда заканчивается рассасывание избыточного заряда в тиристоре, обратный ток восстановления достигает значения:

и. ~ Е

ЪК

г{Х ) = -М~ (X )А~ = —т А г юЫ ^ / ^н Ю£ (1 - кс)

г ЮАР«. (10)

В этот момент времени в индуктивности коммутирующего контура накоплена энергия WL = Ыг 2(х?)/2. Эта энергия рассеивается в виде паразитных колебаний на аноде тиристора, а соответствующая ей мощность РЫ = Ыг 2т(х)/выделя-

ется в виде дополнительных потерь в тиристоре и демпфирующих цепях, специально включаемых для гашения паразитных колебаний. Так же, как и в случае снижения мощности ДРн, эту мощность удобно представить в нормированном виде:

= = [ЪКсУАрн „М2 Р

1 - К

(11)

н0 ^ "с

Используя (9)—(11), оценим влияние обратного тока восстановления тиристоров на изменение энергетических характеристик МТГ на примере трёх, характерных для тиристорных генераторов, режимов: «гладкого» (V = 0,865), режима разрывного тока в нагрузке (V = 1,15) и с перекрытием в нагрузке токов (V = 0,7) соседних ячеек МТГ (рис. 1—3).

Из рис. 1 видно, что наибольшее снижение мощности в нагрузке МТГ имеет место в режиме разрывного тока (V = 0,7), а менее всего этот эффект проявляется в «гладком» режиме. Данный результат можно объяснить тем, что величина накопленного в тиристоре заряда зависит не только от абсолютной величины прямого тока, но и от длительности и скорости его изменения в моменты времени, предшествующие выключению прибора. В этом смысле «гладкий» режим оказывается

50 45 40 35 30 25 20 15 10 5

__ ^ -'

^ *

у * у у т" ' __. г-" " А у У

У * >> А У <

'А / / Г У / у у ^

# * у / У / _____ ^ /у

// / / у У / / /у

* у [ / 0 / у X г X / У / //

/ ' // / / _ у ' ^

0,25

0,5

0,75

1

1,25

1,5

1,75

2,0 сот«

Рис. 1. Зависимости АрРн от параметра ют (-) V = 0,865; (- -) V = 1,15; (---р V = 0,7

0,7

0,8

0,9

1

1,1

1,2

1,3 v

Рис. 2. Зависимости ДрРн от расстройки разрядного контура v -) ютр = 2,0; (-е-) ютр = 1,5; (—В-) ютр = 1,0; (А ) ютр = 0,5

более предпочтительным, ведь к моменту окончания импульса прямого тока через тиристор в этом режиме = 0 , а его длительность состав-

ляет три четверти периода.

Наряду с теоретическими результатами на рис. 1 для сравнения приведены результаты численного эксперимента, обозначенные маркерами. Сравнив результаты численного и аналитического расчётов, нетрудно убедиться, что отличие между ними не превышает 10 %. По существу это можно рассматривать как подтверждение достоверности предложенного метода учёта влияния обратного тока восстановления тиристоров на основные характеристики МТГ.

Поведение Д~н и р при изменении расстройки разрядного контура V можно проследить, воспользовавшись графиками рис. 2, 3.

При анализе зависимостей, представленных на рис. 2, возникает вопрос, можно ли реализовать режим работы МТГ с минимально возможным относительным снижением мощности в нагрузке? Основанием для этого является, в частности, и то, что на рис. 2 при V ~ 0,8 можно наблюдать точки, подозрительные на экстремум.

Для того чтобы дать ответ на поставленный вопрос, необходимо, используя (3), решить задачу

при ограничениях, вытекающих из условия работоспособности генератора: 0 < KC< 1; 0 < ф < 2п; 0 < £ < 1. При этом v следует рассматривать в качестве независимой переменной. Решение указанной задачи осуществлялось методом последовательного квадратичного программирования, реализованного в функции fmincon, входящей в состав библиотеки Optimization Toolbox программной среды MATLAB. В качестве точки начального приближения был выбран набор параметров KC0 = 0,422; ф0 = 3,037 рад; £0 = 1,0, соответствующий «гладкому» режиму. Семейство зависимостей относительного снижения мощности (Д Pn)min в оптимальном по критерию минимума заряда QftJ режиме как функция параметра v представлено на рис. 4 прерывистыми линиями. Здесь же сплошными линиями приведены результаты численного эксперимента. Как видно из рис. 4, максимальное расхождение аналитических и численных результатов не превышает 4 %.

Для того чтобы оценить выигрыш по величине Дрн, который может быть получен в оптимальном режиме, сопоставим между собой зависимости, приведённые на рис. 2 и 4 и соответствующие одинаковым значениям параметра ютр. Так, в упоминавшейся выше характерной точке с v = 0,8

параметрической оптимизации Qt(Kc, ф, £)jt=t ^min реализация оптимального режима при ют = 2,0

позволяет уменьшить Д~н на 5 %. Ещё более существенный выигрыш при этом же значении ютр можно получить при V = 1,2: относительное снижение мощности Д~ в этом случае уменьшается с 52,1 % до 26,3 %, т. е. почти в два раза.

Следует обратить внимание на то, что реализация оптимального режима работы МТГ, позволяющая снизить, в определённой степени, негативное влияние инерционности тиристорных ключей, достигается за счёт увеличения длительности интервала ю?и. Так, если для «гладкого» режима, реализуемого при V = 0,865 в предположении о безынерционности тиристорных ключей, длительность интервала ю?и = 297° [1, 2], то в оптимальном по критерию минимума заряда Qт(?и) режиме при том же значении относительной расстройки V и ютр = 2,0 длительность этого интервала возрастает на 21 % и достигает значения ю?и = 324°. С уменьшением V увеличение длительности интервала ю?и становится ещё более заметным как в относительном выражении, так и по абсолютному значению. В частности, при V = 0,7 для безынерционных ключей было получено ю?и = 318°. В оптимальном режиме при том же значении относительной расстройки V и ютр = 2,0 длительность этого интервала возрастает на 26 % и по абсолютной величине достигает значения ю? = 400°. Поскольку с ростом ю? сокращается

интервал времени, отводимый для восстановления блокирующих свойств тиристоров, то реализация оптимального режима в генераторе может привести к ограничению верхней границы его рабочего диапазона частот и преодолеть указанное ограничение можно лишь путём увеличения количества ячеек.

Анализируя поведение ~ при изменении расстройки разрядного контура V (рис. 3), следует обратить внимание на следующие закономерности. Преимущество «гладкого» режима, который, собственно говоря, и был рассчитан в [1, 2] исходя из условия отсутствия потерь мощности в демпфирующих цепях генератора, реализуется лишь при сравнительно небольшой степени инерционности тиристорных ключей, определяемой условием ютр < 1,0. При выполнении данного условия относительный уровень коммутационных потерь не превышает рь < 1,5 %. С ростом степени инерционности тиристоров (ютр > 1,0) рассеиваемая в «гладком» режиме в демпфирующих цепях генератора мощность может достичь значений 4.. .7 % от мощности, выделяемой в нагрузке. Данный результат полезен не только с точки зрения установления причины дополнительного снижения КПД генератора, ни и правильного расчёта элементов демпфирующих цепей. Говоря о наиболее благоприятных с точки зрения снижения рь значениях относительной расстройки V, можно было бы

0,7

0,8

0,9

1

1,1

1,2

1,3 v

Рис. 3. Зависимости рь от расстройки разрядного контура V (^-) ют = 2,0; (^э-) ютр = 1,5; ( □ ) ютр = 1,0; ) ютр = 0,5

рекомендовать соблюдать условие V > 0,9 (рис. 3). Однако, сопоставив зависимости на рис. 2 и 3, нетрудно видеть, что при V > 0,9 заметно возрастает А ~н и, следовательно, работа генератора при указанных значениях расстройки нецелесообразна. Необходимость уменьшения А~н накладывает ограничение на допустимый диапазон изменения относительной расстройки, выражаемое неравенством V < 0,9. По существу это означает, что за устранение возможного сравнительно большого проигрыша по величине А Рн, который может составить 10—25 %, предпочтительнее заплатить увеличением, в худшем случае, на 10—12 % мощности ры .

Подводя итоги, следует отметить, что основное достоинство предложенного способа оценки влияния обратного тока восстановления тиристоров на характеристики МТГ заключается в том, что он позволяет определить заряд Q основываясь на знании параметров режима работы ге-

нератора (V, Кс, ф и Ъ) и параметра ютр, характеризующего инерционные свойства тиристорных ключей. Это значительно повышает точность определения энергетических характеристик генератора по сравнению со случаем, рассмотренным в [3], где расчёт указанных характеристик был построен на использовании заведомо известной величины Q которую предполагалось заимствовать из справочной литературы или определять экспериментально, что на практике можно сделать для очень ограниченного набора режимов работы генератора и значений токов тиристоров.

Сравнение результатов аналитического расчёта с результатами численного эксперимента, выполненного на компьютерной модели, показало, что их максимальное расхождение не превышает 10 %, что является подтверждением адекватности предложенного способа.

Расчёты показали, что если исходить из допустимой величины снижения мощности в нагрузке 10 %, то для этого требуется чтобы выполнялось

Рис. 4. Зависимости АрРн от расстройки разрядного контура V

(---) ютр = 0,5; (— —) ютр = 1,0; (----) ютр = 1,5; (----) ютр = 2,0;

(—А—)юТР = 0,5; (^—) ю/ = 1,0; (-е-) ютр = 1,5; (^-) ю/ = 2,0

условие ютр < 0,5...1. При возрастании ютр до 2 снижение мощности в нагрузке генератора может достичь 30-50 %, причём сильнее всего влияние инерционности тиристоров проявляется при работе генератора в режиме разрывного тока.

Помимо снижения мощности в нагрузке инерционность тиристоров приводит к тому, что их выключение происходит при конечном значении обратного тока через тиристор, в основном при максимальном его значении. При резком характере восстановления обратной проводимости тиристора скачок тока в разрядной индуктивности сопровождается паразитными колебаниями значительной амплитуды на аноде прибора, приводящими к рассеянию в нём и демпфирующих цепях, включаемых для гашения этих колебаний, энергии запасённой в разрядной индуктивности. Дополнительные потери мощности в генераторе, обусловленные этим эффектом, могут достигать

10-14 %, причём наибольшие значения этой мощности характерны для режимов с перекрытием токов, когда относительная расстройка разрядного контура V < 0,9.

Для того чтобы скомпенсировать нежелательное снижение мощности в нагрузке с ростом параметра ютр, при расчёте генератора можно рекомендовать введение запаса по величине выходной мощности. Однако при этом следует иметь в виду, что это не повлияет на повышение коэффициента использования по мощности активных приборов и другого электротехнического оборудования генератора. С этой целью можно рекомендовать режим, оптимальный по критерию минимума заряда Qrr, хотя и он не лишен недостатков, в числе которых следует отметить трудность поддержания этого режима при диапазонной работе генератора и уменьшение схемного времени выключения тиристоров.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Артым А.Д. Ключевые генераторы гармонических колебаний. Л.: Энергия, 1972. 170 с.

2. Бальян Р.Х., Сиверс М.А. Тиристорные генераторы и инверторы. Л.: Энергоиздат, 1982. 223 с.

3. Сороцкий В.А. Влияние инерционности тири-сторных ключей на энергетические характеристики многоячейкового генератора // Радиотехника. 2003. № 4. С. 68-70.

4. Герлах В. Тиристоры // Пер. с нем. М.: Энерго-атомиздат, 1985. 328 с.

5. Дерменжи П.Г., Кузьмин В.А., Крюкова Н.Н.

и др. Расчет силовых полупроводниковых приборов / Под ред. В.А. Кузьмина. М.: Энергия, 1980. 184 с.

6. Сороцкий В.А., Уткин М.А. Исследование характеристик многоячейковых тиристорных генераторов на цифровой модели // Научно-технические ведомости СПбГПУ 2009. Вып. 5 (86). С. 93-99.

УДК 621.396

Д.Б. Ахметов, А.С. Короткое

ПРИЁМО-ПЕРЕДАЮЩЕЕ УСТРОЙСТВО СЧИТЫВАНИЯ ИНФОРМАЦИИ РАДИОЧАСТОТНЫХ МЕТОК ДЛЯ ИНТЕГРАЛЬНОГО УЗЛА БЕСПРОВОДНОЙ СЕНСОРНОЙ СЕТИ

Объединение сенсорной сети на базе стандарта IEEE 802.15.4 и системы радиочастотной идентификации (RFID) позволяет осуществлять сбор и передачу информации на основе беспроводных технологий [1, 2]. Система RFID состоит из двух основных частей: устройства считывания и радиочастотных меток. Устройство считыва-

ния включает антенну, приёмопередатчик и блок управления. Предназначено для считывания, а также, в ряде случаев, для записи информации на радиочастотные метки. Радиочастотная метка состоит из антенны и блоков, обеспечивающих приём, передачу, хранение и обработку исходных данных. Системы И^ГО отличаются широкой об-