Электрический расчет силового трансформатора

 

Электрический расчет выполняется с целью определения необ­ходимых параметров трансформатора, по которым его можно выбрать из выпускаемых промышленностью, пользуясь справочной литературой, либо произвести все остальные расчеты (определение размеров, расчеты обмоток и магнитопровода, тепловой и экономический расчеты, конструктивная проработка).

Силовой трансформатор должен иметь необходимое число фаз, номинальные напряжения и токи первичных и вторичных обмоток, их количество и типовую мощность.

Обычно проектируется стандартный преобразователь, соответ­ствующий ГОСТ 18142-80. В этом случае для расчета трансформатора достаточно знать номинальный ток и напряжение двигателя.

Нестандартный преобразователь проектируется для привода кон­кретного механизма на основании выбранного двигателя и его нагрузочной диаграммы. В этом случае преобразователь наиболее пол­но удовлетворяет требованиям механизма, имеет лучшие массогабаритные показатели, но при изменении технологических требований, приводящих к увеличению среднеквадратичного тока, ограничивающим нагрузку элементом может оказаться преобразователь, тогда как в первом случае обычно лимитирует двигатель.

Вначале рассмотрим расчет силового трансформатора для нуле­вых и симметричных мостовых схем, а затем отметим особенности расчета в случае несимметричной схемы.

При проектировании стандартного преобразователя вначале выбирают его номинальный выпрямленный ток , который должен превышать номинальный ток двигателя . Номинальный ток выби­рается по ГОСТ 6827-76 из следующего ряда: 1, 2, 4, 5, 10, 16, 25, 40, 50, 63, 80, 100, 125, 160, 200, 250, 315, 400, 500, 630, 800, 1250, 1600, 2000, 3150, 4000, 5000, 6300, 8000, 10000A.

Действующее значение линейного тока вторичных обмоток про­порционально среднему значению выпрямленного тока и зависит от его формы. Обычно при выборе трансформатора полагают выпрямлен­ный ток идеально сглаженным, тогда номинальный вторичный ток рассчитывается по формуле

(1)

Примечания:

1) Коэффициенты линейного тока справедливы при соединении первичных и вторичных обмоток как звездой, так и треугольником.

2) При соединении вторичных обмоток треугольником не следует пользоваться фазным коэффициентом выпрямленного напряжения, так как в этом случае линейное напряжение одновременно является и фазным напряжением.

3) Коэффициенты тока однофазной несимметричной схемы следует вычислять при минимальных значениях угла управления α (обычно α=0), коэффициенты тока трехфазной несимметричной приведены для .

Значения коэффициента тока для различных схем приведены в табл. 2.

 

Таблица 1.3 Коэффициенты, необходимые для расчета трансформатора

Наименование схемы	Коэффициенты выпрямленного напряжения	Коэффициенты линейного тока	Коэффициент типовой мощности трансформатора КТ
линейный КЕ	фазный КЕФ	вторичный К2	первичный К1
Однофазная однополупериодная
Однофазная мостовая
Двухфазная нулевая
Трехфазная нулевая
Трехфазная нулевая, вторичная - зигзаг
Трехфазная мостовая
Шестифазная нулевая, первичная - треугольник
Двойная трехфазная нулевая с уравнительным реактором
Две трехфазные мостовые с уравнительным реактором
Две последовательно соединенные трехфазные мостовые
Однофазная несимметричная мостовая
Трехфазная несимметричная мостовая

 

Номинальное вторичное напряжение трансформатора должно обеспечивать работу (разгон) двигателя при номинальной скорости и максимальном токе с учетом всех падений напряжения и возможно­го, снижения напряжения сети на 10%. В реверсивных преобразователях с совместным согласованным управлением должно также учитываться снижение величины выпрямленного напряжения, обусловленное ограничением минимального угла управления. В неревер­сивных приводах, которые работают при больших скоростях в ре­жиме рекуперативного торможения, вторичное напряжение выбирают, исходя из условий безопасного инвертирования.

Точный учет всех падений напряжения не возможен на стадии проектирования трансформатора, поскольку неизвестны его параметры. Поэтому вначале определяют вторичное напряжение, пользуясь приближенными формулами, а затем выбирают трансфор­матор или рассчитывают вероятные значения его параметров. Пос­ле этого проверяют: удовлетворяет ли преобразователь с данным трансформатором указанным выше требованиям.

Приближенно действующее значение номинального фазного вторичного напряжения силового трансформатора вычисляют по формуле

 

. (2)

Для преобразователей, у которых к вентильным группам под­водится трехфазное напряжения, обычно определяют необходимое действующее значение линейного номинального вторич­ного напряжения по аналогичной формуле

, (3)

где Кс = 0,95-0,85 - коэффициент, учитывающий возможное сни­жение напряжения сети; согласно ГОСТ 13109-67 допускаются отклонения напряжения на зажимах электроприемников в пределах ±5% от номинального, в отдельных случаях до -10%, поэтому, как правило, принимают Кс=0,90; для преобразователей, ко­торые получают питание от высоковольтных сетей, Кс=0,95; коэффициент Кс=0,85 принимается для электроприводов с высо­кими требованиями к стабильности на высокой скорости; К_R= 1,05-1,15 - коэффициент, учитывающий падение напряжения на внутренних сопротивлениях преобразователя и дросселей, мень­шие значения относятся к мощным приводам; К_α=1,15-1,20 -коэффициент, учитывающий снижение выпрямленного напряжения в реверсивных преобразователях с совместным управлением в связи с ограничением угла управления, во всех остальных случаях К_α=1,00; К_Е (К_ЕФ) - коэффициент выпрямленного напряже­ния, равный отношению максимальной ЭДС выпрямителя E_d0 к дей­ствующему значению линейного (фазного при соединении трехфазной обмотки звездой) напряжения, подведенного к вентилям; значения К_Е для различных схем приведены в табл. 2. U_ЯN- номинальное или максимальное напряжение якоря двигателя, В.

Если необходимое линейное вторичное напряжение получает­ся близким к 380 или 660 (например, 410 В), то принимают бестрансформаторное питание через токоограничивающие реакторы. В остальных случаях преобразовательный трансформатор подбира­ют из серийно выпускаемых по каталогам или справочной литера­туре, например, [4,7].

При отсутствии подходящего трансформатора его необходимо изготовлять в индивидуальном порядке, приняв вычисленные нап­ряжения и ток в качестве номинальных.

Номинальное выпрямленное напряжение U_dN стандартного пре­образователя должно быть больше номинального напряжения яко­ря двигателя на 5-15% и выбираться из ряда: 6, 12, 24, 28, 5, 36, 60, 80, 115, 150, 230, 460, 660, 825, 1050 В.

При проектировании нестандартного преобразователя номи­нальный вторичный ток трансформатора рассчитывают по формуле (1), принимая в качестве номинального выпрямленного тока сред­неквадратичный ток якоря по нагрузочной диаграмме двигателя.

Для определения необходимого номинального вторичного нап­ряжения трансформатора следует найти требуемую наибольшую ЭДС преобразователя. Обычно она требуется в конце пуска при макси­мальной частоте вращения n_max (без ослабления магнитного потока) в максимальном токе I_Я.max. При определении наибольшей ЭДС следует учесть падение напряжения на эквивалентном активном сопротивлении преобразователя R_nЭ и дополнительное падение на сопротивлении якоря от тока перегрузки.

Обозначим отношение требуемой наибольшей ЭДС преобразова­теля к номинальному напряжению якоря буквой К_R, максимальную относительную нагрузку

(4)

и, выражая сопротивления в относительных единицах, получим следующую формулу:

, (5)

где R_ПЭ*- эквивалентное активное сопротивление преобразовате­ля в относительных единицах, которое предварительно можно принять R_ПЭ*=0,05-0,10 0.е.; R_Я*- сопротивление якорной цепи двигателя при расчетной рабочей температуре в относительных единицах

, (6)

где R_Я- сопротивление якорной цепи двигателя при расчетной рабочей температуре, Ом..

Активные сопротивления электрических машин в каталогах и справочной литературе указываются при температуре 15 или 20°С, Расчетная рабочая температура, к которой приводят сопротивления обмоток электрической машины при вычислении потерь, согласно ГОСТ 17154-71 устанавливается равной 75°С для обмоток с изоляцией, соответствующей классам нагревостойкости A, Е, В и равной 115°С для обмоток с изоляцией классов F и Н. Приве­дение выполняется по формуле

, (7)

где K_t- коэффициент увеличения сопротивления при нагреве обмотки до расчетной рабочей температуры; , , -сопротивления якорной обмотки, обмотки дополнительных полюсов и компенсационной обмотки при каталожной температуре, Ом.

Исходя из температурного коэффициента сопротивления для меди [9, с.24] 0,004 l/°С, получим следующие значения коэффи­циента увеличения сопротивления

Таблица1.4

Классы нагревостойкости изоляции	А, Е, В:	F, Н
Пересчет от температуры 15°С Пересчет от температуры 20°С	1,24 1,22	1,40 1,38

Для краново-металлургических и экскаваторных двигателей серии Д и ДП, имеющих изоляцию класса Н, в некоторых проектных организациях принимают K_t- 1,35.

Номинальное линейное первичное (сетевое) напряжение трансформатора U_1N, выбранного по справочной литературе, указы­вается в его технических данных. Для нестандартного преобразователя рекомендуется выбирать U_1N, исходя из габаритной мощности трансформатора S_Т, которая на 10-60% превышает мощность двигателя

 

Таблица 1.5

ST	До 1 кВА	1-250 кВА	0,25-6,3 МВА	Свыше 6,3 МВА
U1N	220 или 380 В	380 или 660 В	6 или 10 кВ	10 или 35 кВ

Следует также учитывать наличие в цехе или на предприятии того или иного напряжения.

Действующее значение линейного первичного тока трансформатора также пропорционально выпрямленному току

. (8)

Значения коэффициентов первичного тока K₁ для полностью сглаженного выпрямленного тока приведены в табл. 2.

Для определения номинального линейного первичного тока в (8) следует подставить номинальное значение выпрямленного тока для стандартного преобразователя и среднеквадратичное значение по нагрузочной диаграмме тока якоря I_Я.КВ для нестандартного преобразователя.

Габаритную мощность трансформатора в кBА, который питает­ся от однофазной или трехфазной сети переменного тока, можно найти, используя номинальные данные обмоток трансформатора

(9)

, (10)

где S_T- габаритная мощность кВА; m₁- число фаз питающей сети пере­менного тока; m₂ -число фаз вторичного напряжения (для схем, приведенных на рис. 1,е - 1, и следует принимать m₂=6); К_т- коэффициент типовой мощности (см. табл.2); E_d0- ЭДС преобра­зователя при номинальных напряжениях и угле управления α=0.

Как известно,

. (11)

Фазным напряжением рекомендуется пользоваться при питании от однофазной сети.

Используя (1), (8), (10) и (11), можно получить формулу для вычисления К_Т, в которую не входят напряжения и токи конкретного преобразователя:

. (12)

Если вторичные обмотки соединены зигзагом, то для учета увеличенного числа витков вторичной обмотки второе слагаемое следует умножить на 2/ . другими словами, подставлять арифме­тическую сумму напряжений полуобмоток, а не геометрическую сум­му.

Следует иметь в виду, что значения коэффициентов тока К₂ и типовой мощности К_т зависят от формы тока (степени его сглаживания, типа нагрузки - индуктивной, активной, емкостной (см. [10 стр.57])). Значения коэффициентов в их обоснования приведены в [11, 12, 3 и 2]. Коэффициента, соответствующие емкостной и активной нагрузке, неприемлемы для электропривода.

Первичные обмотки можно соединять как звездой, так и треугольником. Обычно их соединяют звездой. Исключением являются трансформаторы, питающие шестифазную и трехфазную нулевые схе­мы. Соединение первичных обмоток треугольником позволяет при работе на шестифазную схему подавить поток вынужденного намагничивания, а при работе на трехфазную нулевую схему - подавить переменную составляющую этого потока.

Схемы соединения вторичных обмоток, как правило, опреде­ляются схемой преобразователя. Трехфазную мостовую схему можно питать от вторичной обмотки, соединенной звездой или треугольником, а также питать от сети через токоограничивающие реакторы.

Выпрямленный ток преобразователя протекает и по обмоткам трансформатора, который в связи с этим вносит в цепь постоян­ного тока активное R_П и индуктивное X_П сопротивления преобразова­теля. Точное определение этих сопротивлений очень сложно. Величины вносимых сопротивлений зависят от параметров каждой обмотки, их взаимоиндукции, схемы соединения и угла коммутации. В проектной практике точный расчет этих сопротивлений не делается. В преобразователях большой мощности R_П часто вовсе не учитывают ввиду относительной малости.

При работе преобразователя в режиме непрерывного тока происходит потеря напряжения, обусловленная коммутацией вентилей. Поскольку эта потеря пропорциональна среднему выпрямленному току I_d, то коэффициент пропорциональности между ними можно рассматривать как фиктивное активное сопротивление, обусловленное коммутацией R_γ. С ростом мощности преобразователя влияние это­го сопротивления возрастает. Таким образом, эквивалентное активное сопротивление преобразователя имеет два слагаемых

. (13)

Рассмотрим приближенную методику расчета активного и индуктивного сопротивления преобразователя.

Активное сопротивление обмоток одной фазы трансформатора, которое представляет сумму активного сопротивления первичной обмотки, приведенной ко вторичной цепи, и активного сопротивле­ния вторичной обмотки, определяется на основании данных опыта короткого замыкания, полагая соединение обмоток по схеме звезда-звезда

, (14)

где U_а- активная составляющая напряжения короткого замыкания, %;

для трехобмоточных трансформаторов (см. схемы на рис. 1,б,
1,е - 1,и) используются данные опыта короткого замыкания только одной из вторичных обмоток трансформатора при разомкнутой
второй;

- (15)

коэффициент трансформации, равный также отношению чисел витков вторичной обмотки к числу витков первичной обмотки, если они имеют одинаковые схемы соединения; P_k -мощность короткого замы­кания, Вт; величина сопротивления получается в омах.

В шестифазной нулевой схеме следует пользоваться линейным напряжением, которое в раз больше фазного.

Активное сопротивление преобразователя, которое вно­сится в цепь постоянного тока, зависит от числа последователь­но и параллельно включенных обмоток, по которым протекает ток

, (16)
Значения коэффициентов К_П для различных схем приведены в табл.2.

Индуктивное сопротивление рассеяния обмоток трансформа­тора, приведенное ко вторичной цепи Х_Т (часто обозначается Х_а), вычисляется по формуле

, (17)

где U_P -реактивная составляющая напряжения короткого замыкания, для трехобмоточных трансформаторов U_P определяется по данным опыта короткого замыкания одной из вторичных обмоток (это U_P иногда называют реактанцем коммутации в относительных единицах в отличие от сквозного реактанца, который находится по данным опыта короткого замыкания обеих вторичных обмоток). Для мощных преобразователей вместо реактивной составляющей часто пользуют­ся полным напряжением короткого замыкания ввиду их близости.

Вносимая в цепь постоянного тока индуктивность преобразо­вателя определяется по формуле, аналогичной формуле (16), в Гн:

, (18)

где -угловая частота сети (обычно 314 рад/с).

Фиктивное активное сопротивление преобразователя, обус­ловленное коммутацией вентилей, определяется по выражению

, (19)

где - коэффициент, учитывающий особенности однофазных преоб­разователей и параллельного соединения простых схем; p - пулъсность преобразователя в целом (указана на рис. 1).

Однофазная однополупериодная схема содержит один вентиль и коммутация тока отсутствует, поэтому = 0. В однофазной мостовой схеме при коммутации ток в обмотке трансформатора из­меняется на (от до - ), тогда как во всех остальных схемах ток меняется только на (от до нуля или наоборот). Поэтому в этой схеме больше угол коммутации, удваивается поте­ря напряжения и для этой схемы =2. Для всех простых схем и сложных схем с последовательным включением простых, при кото­ром увеличивается пульсность, коэффициент =I. В сложных схемах с параллельным включением простых (см. рис. 1,ж и 1,и) по каждой простой схеме протекает половина выпрямленного тока и потеря напряжения уменьшается вдвое. Одновременно увеличи­вается пульсность, которая входит в числитель выражения (19). Для получения правильных результатов при определении потери напряжения коэффициент к должен быть равным 1/4. Значения рассматриваемых коэффициентов для различных схем при­ведены в табл. 3.

При отсутствии технических данных реактивное сопротивле­ние короткого замыкания можно принять равным 5-8% при любой мощности трансформатора. Активную составляющую напряжения корот­кого замыкания можно вычислить по приближенной эмпирической формуле

, (20)

где К_а -коэффициент, зависящий от типовой мощности трансформа­тора, выраженной в кВА. Для преобразовательных трансформаторов мощностью от 0,01 до 10000 кВА К_а=8,0-5,0. Для наиболее распространенных трансформаторов коэффициент имеет следующие значения:

Таблица 1.6 Расчетные коэффициенты различных схем преобразователей

Наименование схемы	КП		КФ	КТ	αF
Однофазная однополупериодная	0,75			1,81
Однофазная мостовая				1,00	32,5
Двухфазная нулевая				1,00	32,5
Трехфазная нулевая				0,40	20,7
Трехфазная мостовая				0,093
Шестифазная нулевая				0,093
Двойная трехфазная нулевая с уравнительным реактором	0,50	0,25		0,093
Две трехфазные мостовые с уравнительным реактором		0,25		0,023
Две последовательно соединенные трехфазные мостовые				0,023
Однофазная несимметричная мостовая	1*			0,57	35,3
Трехфазная несимметричная мостовая	2*			0,24

 

Примечание. * При α= 0

 

Таблица 1.7

Тип трансформатора	ТЕП, ТОЗПЧ	ТСЗП	ТМП
ST, кВА	7-120	125-1200	1250-4000	2000-10000
Ka	8,0	5,5	5,0	5,5

 

Погрешность вычислений не превышает 18%, что близко разбросу U_a различных исполнений обмоток трансформатора одного типа.

Выбор вентилей

 

В ходе проектирования выбираются типы вентилей и их класс
по напряжению. Тип полупроводникового вентиля определяется
средним выпрямленным током и требуемой перегрузочной способно­стью, а класс – максимальным мгновенными значениями напряже­ний.

Длительно допускаемый ток вентиля в значительной мере опре­деляется условиями его охлаждения. Поэтому в начале выбирают способ охлаждения.

Естественное воздушное охлаждение является бесшумным, удоб­ным и наиболее надежным, но тиристоры при этом допускают ток не более 25% от предельного и преобразователь из-за этого получается больших габаритов. Естественное охлаждение используется в преобразователях с выпрямленным током до 200-1000 А.

Принудительное воздушное охлаждение осуществляется с по­мощью вентилятора. Оно позволяет уменьшить габариты и массу преобразователя, а также количество параллельно включенных вен­тилей. Однако в случае отказа вентилятора через несколько минут должен быть отключен преобразователь. Скорость охлаждающего воз­духа обычно принимается 6-9 м/с. При скорости 12 м/с создается слишком большой шум и принимать ее не желательно.

Водяное охлаждение обеспечивает наименьшие габариты преоб­разователя, благодаря интенсивному теплоотводу, однако требует надежного водоснабжения. В связи с этим используется сравнитель­но редко. Принудительное охлаждение как воздушное, так и водяное используется в преобразователях с выпрямленным током более 320-1600 А.

Правильно выбранные вентили должны длительно работать при номинальном токе, а при расчетных перегрузках температура пере­хода (кремниевой шайбы) не должна превышать максимально допустимую.

В дальнейшем для конкретности будем рассматривать выбор тиристоров. Методика выбора диодов принципиальных отличий не имеет.

Средний ток тиристора определяется по выражению

, (21)

где -количество вентилей в преобразователе, исключая парал­лельное и последовательное соединения (как изображено на рис.1 и 2) -коэффициент, равный двум для мостовых схем и равный единице для нулевых; это связано с тем, что в нулевых схемах ток протекает в межкоммутационные интервалы по одному тиристору, а в мостовых - по двум и, следовательно, ухудшается использование тиристоров по току; исключением, как обычно, являются однофазная однополупериодная схема, для которой =0,5 поскольку единственный вентиль пропускает непрерывный ток только половину периода.

Предварительно можно выбрать тиристор с предельным током, в 6-10 раз превышающим его средний ток при естественном охлаждении и в 2-5 раз в случае принудительного охлаждения. В обозначении типа тиристора последнее число (после дефиса) представляет предельный ток в амперах. Сведения о некоторых типах тиристоров приведены в таблице приложения.

Если вентилей с требуемым предельным током нет, то применяют параллельное соединение , тиристоров. С учетом неравномерности распределения нагрузки средний ток тиристора

. (22)

Длительно допускаемый средний ток тиристора также зависят от температуры среды, формы тока, угла проводимости (схемы преобразователя) и параметров тиристора. Поэтому после предварительного выбора следует убедиться в его правильности. Для этого вычисляют длительно допускаемый средний ток тиристора по формуле [5]

, (23)

где пороговое напряжение тиристора в открытом состоянии, В; Кф- коэффициент формы тока тиристора, равный отношению действующего значения тока к среднему, для полностью сглаженного тока значения Кф приведены в табл. 2; - дифференциальное сопро­тивление тиристора в открытом состоянии, Ом; - максимально, допустимая температура перехода, °С; - температура охлаждаю­щей среда, °С; - тепловое сопротивление переход - охлаж­дающая среда с определенным охладителем, °С/Вт.

Обычно преобразователи разрабатываются для умеренного кли­мата и размещения в отапливаемых помещениях УХЛ4 с максимальной температурой воздуха +40°С. Поскольку тиристоры располагаются в шкафах и других конструкциях, где воздух нагревается на 10 - 20°С, го рекомендуется принимать температуру Та = 50-60 °С. После определения вычисляют коэффициент запаса по току

. (24)

В серийных преобразователях запас по току .

Рекомендуется иметь коэффициент запаса . Если он получился больше или меньше, то следует повторить расчет для тиристора с меньшим или большим предельным током или изменить количество параллельно соединенных вентилей.

Согласно ГОСТ 18142-80 преобразователи для электропривода должны допускать работу в одном из нормированных классов режимов с точки зрения перегрузки и допускать длительную работу с номинальным выпрямленным током.

Таблица 1.8

Класс режима работы
Допускаемая нагрузка по току	1,75	2,00	2,25
Длительность перегрузки

 

При перегрузках среднеквадратичный выпрямленный ток не должен превышать номинальный в течение интервала времени длительностью 15 мин с наибольшим током, включающим перегрузку. То есть на остальной части интервала ток должен быть меньше номинального. Отечественные преобразователи, как правило, рассчитываются на работу во всех грех классах. Такие же требования предъявляются и к преобразовательным трансформаторам по ГОСТ 16772-77.

Переедем к вопросу проверки тиристоров по перегрузочной способности. Если коэффициент запаса по току выбранного тиристора превышает заданную перегрузку (), то проверять его по перегрузке нет необходимости, поскольку он может длительно работать с максимальным током. Разумеется, при этом снижается коэффициент запаса и надежность. Когда это условие не соблюдается, то можно выполнить упрощенную проверку.

Полагая, что до перегрузки преобразователь длительно работал с номинальным током, найдем максимальное значение тока, который может выдержать тиристор в течение заданного времени перегрузки, например, при = 15 с. Затем найдем ток преобразователя и сравним его с .

При номинальном токе установившаяся температура перехода

, (25)

где

- (26)

мощность рассеяния тиристора в открытом состоянии при номинальном токе преобразователя, Вт.

Максимально допустимая мощность рассеяния, при которой за время перегрузки (например, 15 с) температура перехода достигает максимально допустимой величины

, (27)

где - переходное тепловое сопротивление р-п переход - охлаждающая среда в момент времени 15 с, °С/Вт. В справочной литературе для каждого типа тиристора приводятся графики, позволяющие найти переходное сопротивление для любого момента времени и различных скоростей охлаждающей среды. Некоторые частные значения приведены в таблице приложения.

Максимально допустимый ток предварительно нагретого тиристора за время перегрузки вычисляется по формуле

. (28)

Максимальный ток перегрузки преобразователя

, или (29)

 

Второе выражение используется при наличии параллельно включенных вентилей.

Условие допустимости перегрузки длительностью менее 15 с.

.

Диоды несимметричных схем выбираются аналогично. Следует обратить внимание на го, что максимальный средний ток диода, который входит в состав моста, зависит от минимального угла управления . Этот угол можно принять равным нулю. Максимальный средний ток нулевого диода обычно в 2-3 раза больше и зависит от максимального угла управления, который зависит от минимальной скорости привода. В начальный период пуска двигателя режим следует рассматривать как кратковременную перегрузку. Заметим, что, как правило, в начальный момент пуска и ток якоря имеет максимум.

Приводим формулы для вычисления максимального среднего тока диода, который входит в состав моста (выпрямленный ток предполагается полностью сглаженным)

-в однофазной схеме , (30)

-в трехфазной схеме при . (31)

Максимальный средний ток нулевого диода

-в однофазной схеме , (32)

-в трехфазной схеме при . (33)

Тиристоры должны также проверяться на устойчивость к кратковременной аварийной перегрузке, при которой ток во много раз превышает номинальный. Однако это выходит за рамки курсовой работы.

Рассмотрим выбор класса тиристоров по напряжению. Тиристоры каждого типа выпускаются на различные максимально допустимые повторяющиеся напряжения в прямом закрытом состоянии обратном направлении: , которые считаются равными. Например, в диапазоне от 100 до 1200 В с шагом, равным одному классу (100 В). У правильно выбранного тиристора все максимально допускаемые импульсные напряжения (рабочее, повторяющееся, неповторяющееся в прямом закрытом обратном направлении) должны быть больше соответствующих напряжений, которые возникают при работе преобразователя, с запасом не менее 20-40%.

Максимальное импульсное рабочее напряжение определяется по формуле

, (34)

где - коэффициент, учитывающий возможное повышение напряжения в сети, обычно