совершенствование выпрямительной установки возбуждения
реклама
ФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНОГО ТРАНСПОРТА ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ ИРКУТСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ПУТЕЙ СООБЩЕНИЯ (ИрГУПС) На правах рукописи ЛИНЬКОВ Алексей Олегович СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ВЫПРЯМИТЕЛЬНОЙ УСТАНОВКИ ВОЗБУЖДЕНИЯ ТЯГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ЭЛЕКТРОВОЗА ПЕРЕМЕННОГО ТОКА В РЕЖИМЕ РЕКУПЕРАТИВНОГО ТОРМОЖЕНИЯ Специальность 05.22.07 – Подвижной состав железных дорог, тяга поездов и электрификация ДИССЕРТАЦИЯ на соискание учёной степени кандидата технических наук Научный руководитель: кандидат технических наук, доцент Мельниченко Олег Валерьевич ИРКУТСК 2015 2 Оглавление ВВЕДЕНИЕ стр. 4 1 ОБЗОР И ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТ, ПРОВОДИМЫХ В ОБЛАСТИ РЕКУПЕРАТИВНОГО ТОРМОЖЕНИЯ ПО ПОВЫШЕНИЮ КОЭФФИЦИЕНТА МОЩНОСТИ ЭЛЕКТРОВОЗА....................................... 10 1.1 Анализ научных работ в области рекуперативного торможения по повышению коэффициента мощности электровоза…...................................... 10 1.2 Постановка цели и задач исследования..................................................... 24 2 РАЗРАБОТКА СПОСОБА УПРАВЛЕНИЯ ВУВ ДЛЯ ПОВЫШЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА МОЩНОСТИ ЭЛЕКТРОВОЗА В РЕЖИМЕ РЕКУПЕРАТИВНОГО ТОРМОЖЕНИЯ…....................................................... 26 2.1 Исследование процессов при работе типового ВУВ электровоза........... 27 2.2 Влияние пульсации тока возбуждения на работу электровоза в режиме рекуперативного торможения с типовым ВУВ................................... 35 2.3 Разработка способа управления ВУВ и исследование его работы.......... 41 3 МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ПРОЦЕССОВ В СИСТЕМЕ ТЯГОВАЯ ПОДСТАНЦИЯ – КОНТАКТНАЯ СЕТЬ – ЭЛЕКТРОВОЗ В РЕЖИМЕ РЕКУПЕРАТИВНОГО ТОРМОЖЕНИЯ.................................................................................................... 50 3.1 Общие принципы и выбор прикладного пакета для математического моделирования сложных технических систем……………………………….. 50 3.2 Математическая модель системы энергоснабжения железной дороги переменного тока…………………………………………………...................... 56 3.3 Математическая модель силовых цепей электровоза переменного тока в режиме рекуперативного торможения……............................................ 60 3.3.1 Математическая модель тягового трансформатора ….......................... 60 3.3.2 Математическая модель выпрямительно-инверторного преобразователя в режиме инвертора................................................................ 3.3.3 Математическая модель цепи выпрямленного тока в режиме 69 3 рекуперативного торможения……………………………................................. 74 3.3.4 Математическая модель выпрямительной установки возбуждения.... 83 3.4 Оценка адекватности электромагнитных процессов в математической модели процессам на электровозе……………….............................................. 87 3.5 Сравнительное исследование эффективности работы электровоза в режиме рекуперативного торможения с типовым и предлагаемым ВУВ по результатам расчета на математической модели……………………….......... 91 3.6 Исследование цепей защиты от коммутационных перенапряжений выпрямительной установки возбуждения электровоза на IGBT транзисторах…………..…………………………….……………….................. 104 3.7 Выводы по результатам математического моделирования…………….. 112 4 ПРОВЕДЕНИЕ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ ПРЕДЛАГАЕМОГО РЕШЕНИЯ И ЕГО ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ОЦЕНКА……………………………………....................................................... 4.1 Разработка лабораторного стенда для исследования 113 работы электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ…………………………........... 113 4.2 Результаты исследования работы электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ на лабораторном стенде………………............................ 131 4.3 Проверка сходимости и адекватности уточненной математической модели с результатами эксплуатационных испытаний электровоза ВЛ80Р.. 136 4.4 Технико-экономическая оценка внедрения предлагаемого ВУВ для повышения коэффициента мощности электровоза........................................... 148 ОБЩИЕ ВЫВОДЫ ПО РЕЗУЛЬТАТАМ РАБОТЫ....................................... 154 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ.................................................................................. 156 Приложение А..................................................................................................... 168 Приложение Б..................................................................................................... 169 Приложение В……............................................................................................. 173 Приложение Г……............................................................................................. 176 4 ВВЕДЕНИЕ Актуальность темы исследования. Компания «Российские железные дороги» входит в число крупнейших потребителей энергоресурсов в России – на ее долю приходится около 5 % электроэнергии, потребляемой в стране ежегодно. Одним из основных условий развития экономики страны является рациональное, бережное отношение ко всем видам материальных и энергетических ресурсов. Сокращение энергоемкости и повышение безопасности перевозочного процесса является одной из основных задач локомотивного хозяйства. Сегодня на электрифицированных линиях железных дорог, благодаря развитию мировой науки и достижениям электронной промышленности, имеется возможность получить еще большее снижение расхода электроэнергии на тягу поездов. Одним из путей этого направления является применение электрического рекуперативного торможения электровозами. Руководством компании ОАО «РЖД» обозначена одна из целевых задач повышения энергоэффективности за счет увеличения удельной рекуперации электрической энергии. В связи с этим данное направление станет основой достижения долгосрочных стратегических целей компании, отраженное в программах «Стратегия развития железнодорожного транспорта до 2030 года» и «Энергетическая стратегия холдинга «РЖД» на перспективу до 2030 года». В настоящее время эксплуатация современных отечественных электровозов переменного тока (таких как ВЛ80Р, ВЛ85, ВЛ65, ЭП1в/и и 2(3)ЭС5К), в режиме рекуперативного торможения, происходит с низким коэффициентом мощности Км, не превышающим значения 0,65. Такой низкий коэффициент мощности означает значительное потребление реактивной энергии, снижение пропускной способности питающей сети в связи с загрузкой ее потоками реактивной мощности, недоиспользование мощности генераторов, трансформаторов и другого электрооборудования, увеличение потерь напряжения в сети и на электроподвижном составе (ЭПС), а также 5 гармонические искажения тока тяговой сети, усиливающие его мешающее воздействие на проводные линии связи. Поэтому изыскания путей повышения коэффициента мощности самих преобразователей ЭПС, снижение потерь электроэнергии в тяговых сетях и общее повышение эффективности ЭПС переменного тока в режиме рекуперативного торможения остается актуальным и ему, в настоящее время, уделяется большое внимание как в России, так и за рубежом. Степень проработанности проблемы. В данной работе проведен анализ научных трудов в области повышения коэффициента мощности электровоза в режиме рекуперативного торможения. Отмечены работы ученых и специалистов мирового уровня, результаты исследований которых стали научной основой при выполнении диссертационной работы. Известно, что при работе электровоза в режиме рекуперативного торможения большое количество факторов оказывает влияние на снижение его энергетических показателей. Основной причиной низкого коэффициента мощности электровоза является несовершенство работы выпрямительноинверторного преобразователя (ВИП). Однако во время отдачи электрической энергии в сеть одновременно происходит потребление энергии через выпрямительную установку возбуждения (ВУВ) для питания обмоток возбуждения тяговых электродвигателей (ТЭД). Поэтому процесс выпрямления напряжения возбуждения и недостатки в схеме ВУВ также оказывают негативное влияние на коэффициент мощности электровоза. К тому же анализ тенденции развития ВУВ электровозов переменного тока показал, что электрическая принципиальная силовая схема на базе тиристоров остаётся неизменной уже более 45 лет. Основные изменения были связаны с использованием более мощных тиристоров с большим классом по напряжению, что позволило лишь снизить количество параллельных и последовательных цепей тиристоров в плече ВУВ и, тем самым повысить надежность работы. Недостаточно внимания уделяется электромагнитным процессам, протекающим в ВУВ, которые также оказывают влияние на общий 6 коэффициент мощности электровоза. В настоящее время разработка и внедрение на подвижном составе управляемых силовых полупроводниковых приборов открывает широкие возможности для реализации новых конструкций преобразователей, а также улучшения энергетических показателей электровозов в режимах тяги и рекуперативного торможения. Целью работы является улучшение энергетических показателей электровоза переменного тока в режиме рекуперативного торможения путем совершенствования методов и средств управления выпрямительной установкой возбуждения. Данная «Разработка диссертационная и энергетических внедрение показателей работа входила комплексного и в программу оборудования эффективности работы НИОКР повышения электровозов переменного тока в режимах тяги и рекуперативного торможения» по договору №184 от 10.04.2014 года между ОАО «РЖД» и ФГБОУ ВПО ИрГУПС. Объектом исследования являются энергетические показатели электровоза переменного тока в режиме рекуперативного торможения. Предметом исследования являются методы и средства управления выпрямительной установкой возбуждения электровоза переменного тока для повышения энергетических показателей. Методы исследований. Исследования основаны на применении теории электрических цепей, методов математического моделирования, численных методов решения интегральных и дифференциальных уравнений, теории преобразовательных устройств. Экспериментальные исследования проводились на математической модели в среде MatLab/Simulink, на физической модели в лаборатории ИрГУПС и на электровозе ВЛ80Р № 1829. Научная новизна диссертационной работы заключается в следующем: - предложен способ управления ВУВ электровоза, заключающийся в открытии его плеч в начале каждого полупериода напряжения сети с регулированием момента их закрытия, за счет чего организуется потребление ВУВ реактивной мощности емкостного характера для снижения общей 7 реактивной мощности электровоза и повышения его коэффициента мощности в режиме рекуперативного торможения; - сформирована уточненная математическая модель системы «тяговая подстанция – контактная сеть – электровоз» для режима рекуперативного торможения с учетом влияния работы ВУВ с типовым и предлагаемым способами управления и характеристики намагничивания сердечника тягового трансформатора, реализованная в среде «MatLab». Практическая ценность и реализация результатов работы заключается в следующем: - модернизирована выпрямительная установка возбуждения, обеспечивающая повышение коэффициента мощности электровоза в режиме рекуперативного торможения в среднем на 4 % и уменьшение на 67 % коэффициента относительной пульсации тока возбуждения в сравнении с типовым ВУВ; - уточненная математическая модель системы «тяговая подстанция – контактная сеть – электровоз» для режима рекуперативного торможения позволяет исследовать различные способы управления и схемные решения преобразователей электровоза; - разработано устройство защиты ВУВ электровоза от коммутационных перенапряжений, позволяющее отвести большую часть энергии индуктивностей рассеяния тягового трансформатора от плеч ВУВ и направить ее встречно ЭДС вторичной обмотки дополнительного трансформатора; - модернизирован блок фазового управления (БФУ-М БУВИП) для реализации разработанного способа управления ВУВ; - разработан экспериментальный лабораторный стенд «Стенд для исследования работы электровоза в режимах тяги и рекуперативного торможения» на базе лаборатории «Системы управления ЭПС» ИрГУПС; - в эксплуатационном локомотивном депо ТЧЭ-5 Иркутск- Сортировочный Восточно-Сибирской Дирекции тяги ОАО «РЖД» электровоз ВЛ80Р № 1829 оборудован предлагаемой выпрямительной установкой 8 возбуждения, разработана конструкторская документация на предложенные технические решения. Достоверность научных положений и результатов. Достоверность теоретических представлений подтверждается результатами, полученными при математическом моделировании в среде MatLab/Simulink, совпадением их с экспериментальными данными на лабораторном стенде, а также с результатами эксплуатационных испытаний опытного электровоза ВЛ80Р № 1829. Апробация работы: Основные положения работы и результаты исследований докладывались и обсуждались на всероссийской научнопрактической конференции «Проблемы транспорта Восточной Сибири» (ИрГУПС, г. Иркутск 2011 г.); заседаниях кафедры «Электроподвижной состав» ИрГУПС (г. Иркутск, 2012-2014 гг.); общесетевом слете молодежи ОАО «РЖД» в рамках конкурса инновационных проектов «Новое звено 2011» (г. Москва, 2011 г., Приложение Б и В); совещании у главного инженера Дирекции тяги ОАО «РЖД» А.Н. Ходакевича, протокол № 128 от 30 сентября 2011 г., проводимом в соответствии с поручением старшего вице-президента ОАО «РЖД» В.А. Гапановича, № П-ВГ-387 от 27.09.2011 г.; совещании у вицепрезидента ОАО «РЖД» А.В. Воротилкина, протокол № АВ-263/пр от 14 ноября 2011 г. (Принято решение объединить представленную работу еще с двумя однонаправленными научными работами в одну комплексную работу и включение в план НТР на 2011-2012 гг. Утверждено название: «Разработка и внедрение комплексного оборудования повышения энергетических показателей и эффективности работы электровозов переменного тока в режимах тяги и рекуперативного торможения»); всероссийской научно-практической конференции «Проблемы транспорта Восточной Сибири» (ИрГУПС, Иркутск, 2012 г.); заседании секции «Локомотивное хозяйство» научно-технического совета ОАО «РЖД» под председательством главного инженера Дирекции тяги ОАО «РЖД» А.Н. Ходакевича, протокол № 36 от 21 августа 2012 г.; всероссийской научно-практической конференции с международным участием «Транспортная инфраструктура Сибирского региона» (ИрГУПС, Иркутск 2013 9 г.); совещании у первого заместителя начальника Департамента технической политики ОАО «РЖД» Ю.В. Митрохина, протокол № ЦТех-385/пр от 24 июля 2013 г. (Приложение Г); совещании у главного инженера Дирекции тяги ОАО «РЖД» О.В. Чикиркина, протокол № ЦТ-323/пр от 09 августа 2013 г.; всероссийской научно-практической транспорте в и международной конференции промышленности» (ДВГУПС, научно-практической «Электропривод Хабаровск конференции 2013 на г.); «Транспортная инфраструктура Сибирского региона» (ИрГУПС, Иркутск 2014 г.); заседании расширенного научно-технического семинара электротехнического факультета с приглашением членов ученого совета (КНАГТУ, Комсомольск-на-Амуре 2014 г.); расширенном заседании кафедры «Подвижной состав электрических железных дорог» (ОмГУПС, Омск 2014 г.). Личный вклад соискателя. Участие в разработке способа повышения энергетических показателей электровоза переменного тока в режиме рекуперативного торможения путем изменения принципа работы ВУВ; уточнение математической модели системы «тяговая подстанция – контактная сеть – электровоз» для режима рекуперативного торможения и ее реализация в среде «MatLab»; математическое моделирование работы электровоза в режиме рекуперативного торможения; создание лабораторного стенда; монтаж предлагаемого ВУВ на электровоз ВЛ80Р № 1829; участие в проведении эксплуатационных испытаний электровоза на Восточно-Сибирской железной дороге и обработка полученных данных. Публикации. Основное содержание диссертации опубликовано в 12 печатных трудах, из них три статьи опубликованы в ведущих научных рецензируемых журналах и изданиях перечня ВАК РФ. Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, выводов, четырех приложений, библиографического списка из 107 наименований и содержит 155 страниц основного текста, 8 таблиц и 103 рисунка. 10 1 ОБЗОР И ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТ, ПРОВОДИМЫХ В ОБЛАСТИ РЕКУПЕРАТИВНОГО ТОРМОЖЕНИЯ ПО ПОВЫШЕНИЮ КОЭФФИЦИЕНТА МОЩНОСТИ ЭЛЕКТРОВОЗА 1.1 Анализ научных работ в области рекуперативного торможения по повышению коэффициента мощности электровоза Вопросы эффективности работы электровозов всегда были актуальными и им уделялось большое внимание в многочисленных научных исследованиях. ОАО «Российские железные дороги» разработало и осуществляет специальную программу повышения эффективности работы всех звеньев железнодорожного транспорта «Стратегия развития железнодорожного транспорта до 2030 года». В этой программе основным направлением повышения эффективности является снижение эксплуатационных расходов и экономия топливно-энергетических ресурсов путем разработки новых и совершенствования существующих конструкций и технологий, а также роста надежности их работы [47, 79]. Сокращение энергоемкости и повышение безопасности перевозочного процесса являются одними из основных задач локомотивного хозяйства. Известно, что электрическая тяга является самой экономичной [57]. Сегодня на электрифицированных линиях, благодаря развитию науки, достижениям электронной промышленности, имеется возможность получить еще большее снижение расхода электроэнергии. Одним из путей этого направления является применение электрического рекуперативного торможения электровозами. Рекуперативное торможение в России на постоянном токе используется с 1930-х годов [101, 35]. Данный режим работы показал свою высокую энергетическую эффективность [50, 51]. На переменном же токе работа по внедрению рекуперативного торможения на электровозах началась практически в 60-х годах, с поступлением на линию электровозов ВЛ60Р, на которых в то время устанавливали игнитронные выпрямительные устройства для инвертирования тока (преобразования постоянного тока в переменный). 11 Развитие рекуперации энергии продолжилось с поступлением в 1970-х годах восьмиосных электровозов ВЛ80Р с тиристорными преобразователями, затем с 1985 г. двенадцатиосных электровозов ВЛ85, с 1992 г. шестиосных электровозов ВЛ65 и продолжается в настоящее время с поступлением современных электровозов ЭП1в/и, ВЛ80ТК и 2(3)ЭС5К "Ермак"[41, 54, 64, 81]. В течение десятилетий усилиями многих ученых и специалистов научноисследовательских институтов и вузов ведутся исследования различных систем рекуперативного торможения, широко используемых на эксплуатируемом ЭПС постоянного и переменного тока. Заметный вклад в разработку и повышение эффективности рекуперативного торможения внесли совместные работы ВНИИЖТа, ВЭлНИИ, ОмГУПСа, МГУПСа, ДВГУПСа и ИрГУПСа [3]. Исследованиям в области рекуперативного торможения электровоза были посвящены работы таких ученых и специалистов как: Б.Н. Тихменев, Л.М. Трахтман, В.А. Кучумов, В.Б. Похель, Л.А. Мугинштейн, Ю.М. Иньков, Н.А. Ротанов, В.П. Феоктистов, Р.Р. Мамошин, А.Н. Савоськин, В.М. Антюхин, А.Л. Лозановский, Н.Н. Широченко, Н.С. Назаров, В.В. Литовченко, Л.В. Поссе, С.В. Захаревич, С.А. Петров, В.А. Голованов, К.Г. Кучма, С.Н. Засорин, А.И. Харитонов, А.Т. Бурков, Б.М. Наумов, Н.С. Копанев, Б.И. Хоменко, Ю.М. Кулинич, С.В. Власьевский, Л.Д. Капустин, Б.Н. Ребрик, А.А. Бакланов, О.В. Мельниченко и многих других. В работах этих учёных показаны исследования процессов инвертирования при определенных значениях индуктивностей и активных сопротивлений цепей переменного и выпрямленного токов, проблемы регулирования выпрямленного напряжения, разработка схемных решений и влияние параметров схемы электровоза на его тормозные и энергетические характеристики. В настоящее время, с развитием прикладных пакетов математического моделирования на ЭВМ, имеется возможность исследования процессов коммутации тока тиристорных плеч инвертора электровоза переменного тока в 12 переходных режимах. Это стало важным значением в развитии теории преобразования электрической энергии. Под переходным режимом в электрических цепях понимается процесс перехода цепи из одного установившегося состояния в другое. Переходные процессы возникают при любых изменениях режима электрической цепи: подключении и отключении цепи, изменении нагрузки, возникновении аварийных режимов (короткое замыкание, обрыв проводов) [10]. Изменения в электрической цепи можно представить в виде тех или иных переключений, например тиристором, называемых в общем случае коммутацией. Физически переходные процессы представляют собой процессы перехода от энергетического состояния, соответствующего докоммутационному режиму, к энергетическому состоянию, соответствующему послекоммутационному режиму. Переходные процессы обычно быстропротекающие: длительность их составляет десятые, сотые, а иногда и миллиардные доли секунды. Тем не менее изучение переходных процессов весьма важно, так как позволяет установить, как изменяется по форме и амплитуде сигнал, выявить превышения напряжения на отдельных участках цепи, которые могут оказаться опасными для изоляции электрических установок, увеличения амплитуд токов, которые могут в десятки раз превышать амплитуду тока установившегося периодического процесса, а также определять продолжительность переходного процесса. Сегодня на электровозах переменного тока с рекуперативным торможением динамические процессы появляются по причине периодических включений и выключений тиристоров инвертора в процессе естественной коммутации тока тиристоров при изменении полярности напряжения сети. Это значит, что исследования динамических процессов при инвертировании в системе сеть – электровоз чрезвычайно важны. Оценивать эффективность рекуперативного торможения следует в совместном рассмотрении явлений в системе «тяговая подстанция – контактная сеть – электровоз». С появлением рекуперативных нагрузок коэффициент мощности системы тягового электроснабжения снижается при одновременном 13 увеличении доли высших гармонических составляющих в кривых тока и напряжения. Данный факт считают одним из основных отрицательных явлений, присущих рекуперации на переменном токе. Это вытекает из того, что в связи с пониженным коэффициентом мощности инвертора электровоз увеличивает потребление реактивной энергии из сети, а следовательно, увеличивает потери как в системе электроснабжения, так и в электровозе. Однако сравнение фактического возврата активной энергии в контактную сеть, при рекуперативном торможении, с потерями в ней от увеличения реактивной энергии несопоставимы (возврат активной энергии больше в 30 раз) [22]. C применением в системе электроснабжения установок параллельной емкостной компенсации повышенной мощности удалось минимизировать данное явление [5, 21]. В работах [22, 23] проведен анализ применения рекуперации на Дальневосточной железной дороге за период 1964–1974 гг. Из него следует, что среднегодовой возврат электроэнергии рекуперации составляет 12–18 % от расхода на тягу. За этот период выявились и проблемы применения рекуперативного торможения на электровозах. В первую очередь это низкие коэффициент мощности и коэффициент полезного действия инвертора электровоза, а также низкое качество возвращаемой в контактную сеть электроэнергии. Проведение дальнейших исследований показало, что проблема обеспечения требуемого качества электроэнергии в контактной сети электрифицированных железных дорог связана с принятым принципом управления инвертора, поочередной коммутацией тока тиристоров плеч, наличие угла запаса δ, что в результате вызывает большое потребление реактивной мощности электровозом [5, 21]. В трудах [8, 37 – 39] показано влияние естественной (сетевой) коммутации тока в преобразователях ЭПС, которое вызывает существенное воздействие на тяговую сеть – сдвиг фазы первичного тока относительно напряжения, значительное потребление реактивной мощности и мощности искажений. Острота проблемы увеличивается с внедрением рекуперации, 14 поскольку в этом режиме коэффициент мощности ЭПС существенно ниже 0,50,6, чем в режиме тяги 0,75-0,84. Исследования этой проблемы, выполненные ОАО «ВНИИЖТ», привели к разработке новых способов регулирования, получивших название – регулирование импульсно-фазовое (РИФ). В этой системе импульсное регулирование используется как средство управления процессом коммутации тока в преобразователе ЭПС, в результате чего улучшается форма рекуперируемого в сеть тока. Для создания определенного тока рекуперации в системе РИФ требуется меньшая электродвижущая сила (ЭДС) ТЭД (примерно на 150-200 В при часовом токе), что способствует улучшению потенциальных условий и облегчению коммутации ТЭД электровозов. Положительный наклон внешней характеристики инвертора электровоза системы РИФ позволяет обеспечить электрическую устойчивость системы рекуперативного торможения без стабилизирующих сопротивлений в цепи ТЭД, что исключает потери энергии, увеличивает коэффициент полезного действия электровоза, а также позволяет несколько упростить компоновку электровоза за счет высвобождения габаритов, занятых стабилизирующими резисторами. Отсутствие влияния тока рекуперации на длительность обеспечивает минимальную интервалов функциональную импульсной нагрузку коммутации на систему авторегулирования электровоза и, следовательно, ее упрощение [37]. Результаты исследований инверторов системы РИФ, выполненных на стендах ОАО «ВНИИЖТ» г. Москва и завода «Электровыпрямитель» г. Саранск, а также на экспериментальном электровозе ВЛ80-РИФ подтвердили их существенные преимущества по энергетическим показателям [39]. Однако для электровозов, оборудованных системой РИФ, снижение напряжения в контактной сети является критическим режимом. Потеря напряжения сети определяется потерей напряжения в ее активном сопротивлении и не превышает 2–3 %. Возникают ограничения в связи с особенностями электромагнитных процессов, вызываемых взаимным влиянием таких электровозов при неодинаковой нагрузке. Особенно это проявляется при 15 работе с малой нагрузкой в режиме тяги или рекуперации, хотя такой режим не является лимитирующим для электровозов с обычной коммутацией. Если из четырех электровозов с номинальной нагрузкой работают только два, то потеря напряжения в сети составит 15 %, однако она будет существенно превышать потерю напряжения, вызываемую электровозом с системой РИФ. При этом одновременно понижается коэффициент мощности. Следовательно, электровоз системы РИФ в области низких напряжений уступает в коэффициенте мощности электровозу с обычным четырехзонным регулированием [69]. В работе [64] показано исследование преобразовательной установки в инверторном режиме при работе с постоянным углом зажигания (β = const) и с постоянным углом запаса (δ = const). Вариант с β = const обладает устойчивой характеристикой инвертора и, следовательно, отдача активной энергии в сеть может осуществляться без каких-либо дополнительных стабилизирующих элементов. Однако он уступает второму варианту по основному энергетическому показателю – коэффициенту мощности. Вариант с δ = const для придания характеристике инвертора электрической устойчивости требует дополнительных стабилизирующих устройств, в качестве которых принято активное сопротивление (ББР – блок балластных резисторов), включенное в цепь якоря каждого ТЭД. Исследования показали, что падение напряжения на ББР, а также расход энергии, связанный с работой вентиляторов системы их охлаждения, приводят к снижению средней величины коэффициента мощности электровоза в режиме рекуперативного торможения на 0,1. Предварительные расчеты показывают возможность уменьшения сопротивление ББР в определенных режимах работы электровоза при сохранении электрической устойчивости способный инвертора. повысить Данный вопрос энергетические носит показатели актуальный электровоза, характер, но на сегодняшний день этот вопрос остаётся до сих пор не решенным и для его решения необходимо провести детальные исследования устойчивости режима инвертирования. 16 В работе [8] исследованы энергетические свойства и преимущества искусственной коммутации (ИК) тиристоров тягового преобразователя электроэнергии. Применение устройств ИК ведет к повышению энергетических показателей электровоза. Известны различные схемы для осуществления данного способа коммутации. Наиболее перспективным решением является тиристорный преобразователь с одноконденсаторной схемой ИК. Устройство ИК состоит из одной коммутирующей емкости и двух коммутирующих тиристорных плеч, подключенных либо параллельно вторичной обмотке тягового трансформатора, либо коммутирующая емкость перезаряжается через цепи нагрузки преобразователя. В первом случае на обмотке трансформатора, в конце процесса ИК, появляется максимальное значение напряжения дозаряда коммутирующей емкости над мгновенным значением питающего напряжения. Такая реализация ИК при определенном сочетании параметров тяговой сети, величины тока и углов регулирования может поставить под угрозу изоляцию цепи высокого напряжения электровоза. Это обстоятельство дает преимущество второму решению, при котором вызванное коммутирующей емкостью максимальное значение напряжения прикладывается непосредственно к нагрузке. Использование данного способа организации коммутации плеч преобразователя позволяет обеспечивать регулирование как по переднему, так и по заднему фронтам напряжения. В режиме выпрямления имеется недостаток из-за ограниченной возможности фазового регулирования по заднему фронту. Исследования в данной области показали, что наибольшее повышение коэффициента мощности в режиме рекуперации достигается при слабовыраженной правой асимметрии сектора инвертированного напряжения в полупериоде, а в режиме тяги при левой асимметрии. По результатам экспериментальных данных, проводимых на физической модели при равных условиях типовой схемы с углом опережения β = 30 эл. град. и предлагаемой схемы с ИК при α1 = 35 эл. град. α2 = 165 эл. град., коэффициент мощности с ИК повысился в среднем на 15 %. Применение ИК 17 ведет к уменьшению капитальных вложений при электрификации железнодорожных линий вследствие разгрузки энергосистемы и тягового электроснабжения реактивной от энергии. производства Однако и переноса использование бесполезных устройств ИК потоков связано с увеличением габарита, массы и стоимости преобразователя. Для ЭПС это особенно существенно из-за ограничений габарита и массы, поэтому они не получили широкого применения. В работах [1, 14, 15, 28, 32, 40, 48, 49, 52 – 57, 61, 75, 80, 90, 97, 99] показан путь повышения коэффициента мощности электровоза, в том числе и в режиме рекуперативного торможения на основе применения компенсатора реактивной мощности (КРМ). Исследования, проводимые в 1990-х годах показали, что для рекуперации требуется значительно большая мощность компенсирующего устройства относительно режима тяги, так как идет повышенное потребление реактивной мощности [97]. Таким образом, применение компенсирующих LC-контуров в многозонном (более двух зон) инверторе вызывает значительное увеличение массогабаритных показателей, что неприемлемо для реализации на электровозах. В трудах [9, 33, 52, 78, 96, 99, 102, 105] рассмотрены процессы коммутации в инверторе при условии полного сглаживания выпрямленного тока, для этого индуктивность цепей генераторов принимается бесконечно большой. Рассмотрены временные интервалы коммутации тиристорных плеч при определенном значении индуктивности этой цепи. Показано воздействие коммутации на энергетические характеристики электровоза. Однако в этих исследованиях отсутствует учёт процессов коммутации (переходных процессов) в многозонных инверторах. В работе [73] был проведен анализ устойчивости системы инвертирования электровоза переменного тока в эксплуатационных условиях, разработаны рекомендации устойчивой работы зависимого инвертора и улучшение их энергетических параметров. С помощью математического моделирования на ЭВМ проведено исследование процессов коммутации для 18 однозонного (электровоз ВЛ60Р) и многозонного (электровоз ВЛ80Р) инверторов при работе с прерывистым и непрерывным током нагрузки. В данном исследовании не учтено возможное влияние изменения тока в обмотках возбуждения ТЭД и его пульсация на устойчивость системы инвертирования. В работах [65, 93, 94] выполнен анализ по разработке различных методов и технических решений демпфирования высокочастотных послекоммутационных колебаний напряжения на токоприёмнике электровоза переменного тока. В этих трудах показано, что расчёт послекоммутационных перенапряжений следует вести по Т – образной схеме замещения тяговой сети с последующей корректировкой перенапряжения для учёта затухания колебаний. Чтобы уменьшить послекоммутационные перенапряжения необходимо применить на электровозе переменного тока демпфирующее устройство, которое представляет собой конденсаторный поглотитель энергии, включенный на стороне постоянного тока. Однако в этих трудах процессы коммутации представлены в упрощенном виде, что приводит к недостоверной оценке уровня послекоммутационных колебаний и влияния их на энергетические показатели электровоза. В трудах [9, 33, 52, 78, 96, 99, 102, 105,] рассмотрены процессы инвертирования постоянного тока в однофазный переменный и в том числе процессы естественной коммутации тока тиристоров для различных схем инвертирования электровозов переменного тока. Так, в трудах [27, 33, 52, 96, 99, 102] представлены исследования процессов в схеме с нулевой точкой и мостовой схеме инвертора. Здесь рассмотрено влияние процесса коммутации тока тиристоров при бесконечной и конечной величинах индуктивности в цепи выпрямленного тока на коэффициент мощности электровоза. Исследованиям процессов инвертирования в многозонных инверторах электровозов посвящены труды [33, 26, 59, 65, 105]. В них показано влияние процесса коммутации тока тиристоров на энергетические показатели и внешние характеристики инвертора. Во всех перечисленных выше работах электромагнитные процессы в однозонных и многозонных инверторах 19 исследованы при синусоидальном характере напряжения в контактной сети и без учёта нелинейности кривой намагничивания ТЭД. Однако в условиях эксплуатации напряжение в контактной сети имеет несинусоидальный характер, что снижает достоверность полученных результатов. В этих работах процесс коммутации тока тиристоров в многозонной мостовой схеме инвертора рассмотрен как процесс организации поочерёдной коммутации тиристоров двух плеч, вступающих в работу в очередном цикле инвертирования. Такой способ организации коммутации реализован в инверторах всех эксплуатируемых электровозов переменного тока с коллекторным тяговым приводом и принят за типовой. В работах [36, 48, 76] представлена разработка и исследование компенсирующих устройств, позволяющих уменьшить искажение формы напряжения в тяговой сети переменного тока, возникающее при работе электровозов. Применение разработанного компенсатора искажения напряжения на электровозах переменного тока позволяет частично устранить свободные высокочастотные колебания напряжения в тяговой сети, а также уменьшить провал этого напряжения во время коммутации. Однако применение данного устройства повышает коэффициент мощности электровоза в режиме рекуперативного торможения всего лишь на 0,2–1,6 % в зависимости от режима его работы. В тоже время применение компенсатора вызывает усложнение силовой схемы и затруднения в его расположении на электровозе, а также является дорогостоящим оборудованием. У истоков развития режима рекуперативного торможения в России стоит ряд ученых, такие как Б.Н. Тихменев, Л.М. Трахтман, В.А. Кучумов, В.А. Голованов, Ю.В. Басов, Л.Д. Капустин, Н.С. Копанев и другие, которые внесли огромный вклад и разработали фундаментальные концепции, принимаемые в настоящее время за основу. Исследованиям режима рекуперативного торможения современных электровозов переменного тока посвящено множество работ профессора А.Н. Савоськина [83 – 91]. 20 Так, в работах [83, 84, 88, 91] представлены разработки способов и технических средств по реализации системы автоматического регулирования (САР) угла запаса инвертора электровоза, которое приводит к увеличению его коэффициента мощности. В системах управления современных электровозов заложены принципы построения САР угла запаса, учитывающие изложенные выше исследования. В трудах [86, 90] показаны исследования по математическому моделированию электромагнитных процессов в динамической системе «тяговая подстанция – контактная сеть – электровоз». Рассматривается влияние распределенных параметров контактной сети на электромагнитные процессы в силовой цепи электровоза. В данной диссертационной работе используется математическое моделирование электромагнитных процессов в системе «тяговая подстанция - контактная сеть - электровоз» с учетом проведенных исследований [21, 86, 90]. Ряд работ под руководством профессора С.В. Власьевского [13 – 23] посвящен различным исследованиям повышения энергетических показателей электровозов переменного тока в режиме рекуперативного торможения. Так, в трудах [14, 15, 18, 22] были проведены теоретические и экспериментальные исследования способа повышения энергетических показателей электровозов однофазно-постоянного тока, включая повышение качества электрической энергии потребляемой из контактной сети, за счёт изменения процесса основной коммутации тока тиристоров ВИП. Данные труды послужили основной опорой для дальнейшего исследования электромагнитных процессов. В работах [14 – 17] исследуется новый алгоритм управления ВИП с организацией одновременной коммутации тока плеч инвертора электровоза. Суть способа заключается в организации одновременного начала коммутации в нескольких малых контурах инвертора путем одновременного включения не только однофазных и противофазных плеч предшествующей зоны, но и плеч, всех отработавших ранее зон регулирования. В результате такой организации 21 коммутации тока тиристоров уменьшается длительность основной коммутации и эквивалентное индуктивное сопротивление рассеяния цепи переменного тока преобразователя, а также снижается скорость изменения тока в обмотке трансформатора на последнем этапе процесса коммутации. Это приводит к увеличению коэффициента мощности электровоза в режиме рекуперативного торможения и снижению коэффициента искажения синусоидальности напряжения. Однако остаётся неизменный угол запаса инвертора и сохранение послекоммутационных колебаний при фазовом регулировании с углом αр. В труде [18] для повышения коэффициента мощности в режиме рекуперативного торможения было предложено достаточно интересное и простое решение уменьшения величины угла запаса с 20–25 эл. град. до 10–15 эл. град. и длительности основной коммутации четырёхзонного инвертора путем включения в схему разрядного диодного плеча параллельно цепи выпрямленного тока, при сохранении устойчивости работы инвертора. Также разработан новый способ управления тиристорами инвертора с организацией буферного контура на 1-ой зоне регулирования напряжения. Данное решение позволило повысить коэффициент мощности до 8 %. Анализ тенденции развития ВУВ ТЭД электровозов переменного тока произведен в работе [82]. Электрическая принципиальная силовая схема ВУВ на базе тиристоров остаётся неизменной уже более 45 лет. Основные изменения связаны с использованием более мощных тиристоров с большим классом по напряжению, что позволило лишь снизить количество параллельных и последовательных цепей в плече ВУВ и, тем самым повысить надежность его работы. Одним из перспективных направлений повышения эффективности работы электровоза является переход к бесколлекторному тяговому приводу. В 1967 г. были построены макетные образцы электровозов с вентильными (ВД) и асинхронными (АД) тяговыми двигателями, результаты исследований которых послужили основанием для создания опытных электровозов с теми и другими двигателями (электровоз ВЛ80А, ВЛ86ф с АД и ВЛ80в с ВД) [54, 58, 66, 95]. 22 Бесколлекторные тяговые двигатели – вентильный и асинхронный – могут обеспечить рекуперативное торможение ЭПС и иметь высокие энергетические показатели. Для перевода электровоза с ВД в режим рекуперативного торможения не требуется каких-либо переключений в силовой цепи, меняются лишь фазы управляющих импульсов преобразователей. К тому же теоретические и экспериментальные исследования показали, что ВД имеет падающую внешнюю стабилизирующих характеристику, сопротивлений. которая Это исключает объясняется применение размагничивающим действием реакции якоря двигателя и ростом углов машинной коммутации. Для перевода электровоза с АД необходимо переключить полярность звена постоянного тока, а на выпрямитель подавать управляющие импульсы в конце «своих» полуволн питающего напряжения. Для обеспечения статической устойчивости рекуперации энергии необходимо изменить закон управления частотой инвертора так, чтобы энергия двигателя поддерживалась примерно постоянной с ростом тока торможения. Однако развитие электровозов с бесколлекторным приводом в то время столкнулось с техническими проблемами (требовалось большое количество полупроводниковых приборов, из-за чего увеличивались габариты преобразователей, сложная система управления, трудности регулирования скорости и т.д.), в результате чего реализация данного направления была затруднена [95]. Внедрение полупроводниковых на подвижном приборов составе открывает управляемых широкие силовых возможности для реализации новых конструкций преобразователей, а также улучшения энергетических показателей электровозов в режимах тяги и рекуперативного торможения. Имеется зарубежный и отечественный опыт создания электровозов переменного тока с бесколлекторным тяговым приводом, силовая установка которых выполнена на базе четырехквадрантного преобразователя (4qS). При работе такого преобразователя электровоз потребляет практически синусоидальный ток, совпадающий по фазе с питающим напряжением, при 23 этом значение коэффициента мощности приближается к единице. На ранних стадиях разработок доля стоимости этих преобразователей в цене электровоза очень значительная. К тому же использование 4qS преобразователей на электровозе требует значительного их усложнения, а также и системы их управления. В настоящее время выпущены электровозы переменного тока (2ЭС5, 2ЭС7, ЭП20) с асинхронными тяговыми двигателями, созданные совместно с зарубежными компаниями. Электровозы проходят испытания, при которых выявляются недоработки. Известно, что двойное преобразование энергии, используемое на данных электровозах, вызывает уменьшение общего КПД до 0,85, усложнение преобразователей и их систем управления. Проведенные ОАО «ВНИИЖТ» исследования показали, что эксплуатационные преимущества подвижного состава с асинхронным приводом в условиях РФ не столь значительны (себестоимость зарубежных электровозов сократилась на 20-30 % относительно аналогов с коллекторным приводом), а цена такого подвижного состава в 2–3 раза выше цены отечественного серийно выпускаемого электровоза [74]. Особый интерес современного отечественного и зарубежного электровозостроения вызвали тяговые преобразователи на базе биполярных транзисторов с изолированным затвором (IGBT), позволяющие повысить энергетические показатели электровоза [4, 43, 60, 67, 92]. Практическое использование транзисторов IGBT началось в 1980-х годах в промышленности. Впервые IGBT для нужд электрической тяги были применены компанией Siemens, которые разрабатывали тяговые преобразователи для вагонов трамвая, получающих питание из контактной сети постоянного тока с номинальным напряжением 750 В. Данное направление преобразовательной техники для нужд электрической тяги стремительно развивается на железных дорогах Германии, Франции, Испании, Японии и Китая. Основными поставщиками данного оборудования являются компании Siemens, Adtranz, Mitsubishi, Toshiba Semiconductor Group, Hitachi, Westcode. 24 Тяговые преобразователи на базе транзисторов IGBT выгодно отличаются двумя особенностями, важными как для железных дорог, так и для изготовителей. Прежде всего, эти устройства создают потенциальные возможности для снижения затрат, главным образом благодаря удешевлению сборки и повышению эффективности тяговых систем. Вторая особенность, которая способствовала быстрому внедрению, заключается в повышенной надежности и эксплуатационной готовности тяговых систем. В отличие от запираемых тиристоров GTO, транзисторы IGBT управляются напряжением при довольно малых управляющих токах заряда и разряда входной емкости полупроводникового прибора. Благодаря этому значительно упрощается схема управления затвором [60]. К тому же использование IGBT в преобразователях не требует вспомогательных коммутационных цепей, они имеют высокую частоту переключений при низких коммутационных потерях [4]. Указанные предпосылки в настоящее время требуют постепенного перехода к новым преобразователям на IGBT транзисторах для электровозов переменного тока. В данной диссертационной работе повышение энергетических показателей электровозов переменного тока в режиме рекуперативного торможения рассматривается только для коллекторных тяговых двигателей. 1.2 Постановка цели и задач исследования При работе электровоза в режиме рекуперативного торможения большое количество факторов оказывает влияние на снижение его энергетических показателей. Во время отдачи электровозом электрической энергии в сеть при рекуперативном торможении, одновременно происходит потребление части энергии через ВУВ для независимого питания обмоток возбуждения ТЭД. Поэтому процесс выпрямления напряжения возбуждения и недостатки в схеме ВУВ также оказывают негативное влияние на коэффициент мощности электровоза. 25 Цель работы: Улучшение энергетических показателей электровоза переменного тока в режиме рекуперативного торможения путем совершенствования методов и средств управления выпрямительной установкой возбуждения. Для достижения данной цели в диссертационной работе поставлены и решены следующие задачи: - разработать способ управления выпрямительной установкой возбуждения, позволяющий повысить энергетические показатели электровоза в режиме рекуперативного торможения; - сформировать математическую модель системы «тяговая подстанция – контактная сеть – электровоз» для режима рекуперативного торможения, учитывающую влияние работы выпрямительной установки возбуждения и характеристики намагничивания сердечника тягового трансформатора на энергетические показатели электровоза; - модернизировать выпрямительную установку возбуждения и блок фазового управления БУВИП для реализации разработанного способа управления; - разработать устройство защиты выпрямительной установки возбуждения электровоза от коммутационных перенапряжений; - исследовать энергетические показатели электровоза при работе с типовым и предлагаемым ВУВ на математической модели, лабораторном стенде и реальном электровозе ВЛ80Р в условиях эксплуатации. 26 2 РАЗРАБОТКА СПОСОБА УПРАВЛЕНИЯ ВУВ ДЛЯ ПОВЫШЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА МОЩНОСТИ ЭЛЕКТРОВОЗА В РЕЖИМЕ РЕКУПЕРАТИВНОГО ТОРМОЖЕНИЯ Для перехода из режима тяги в режим рекуперативного торможения необходимо перевести ТЭД в генераторный режим при обеспечении их независимого возбуждения, а также изменить полярность якорей двигателей, чтобы их генерируемый ток соответствовал направлению проводимости тиристоров инвертора. Обмотки возбуждения ТЭД подключаются к ВУВ. Отпирание тиристоров инвертора необходимо осуществить в конце положительного для них полупериода напряжения контактной сети с опережением относительно момента окончания полупериода на некоторый угол β и с обеспечением открытого их состояния в отрицательный полупериод напряжения сети. Ток в инверторном режиме протекает против направления ЭДС тягового трансформатора. В результате трансформатор своей первичной обмоткой передаёт в сеть ток, а следовательно, и энергию, вырабатываемую генераторами [17]. В режиме инвертора переменный ток в трансформаторе находится в противофазе с напряжением сети. Угол сдвига фаз φ между ними зависит от угла β. Следовательно, величина β напрямую влияет на энергетические показатели инвертирования. В настоящее время для повышения энергетических показателей электровозов используется автоматическое регулирование угла запаса δ инвертора с целью поддержания его минимально допустимой величины на постоянном уровне, т. е. δдоп = const. Однако это требует принятия мер по обеспечению электрической устойчивости системы рекуперативного торможения (генератор – контактная сеть) [102]. Внешняя характеристика генератора постоянного тока с независимым возбуждением, в режиме которого работают ТЭД электровоза, при регулировании инвертора по закону δ = const имеет падающий вид и представлена следующим выражением [17] 27 , где (2.1) U г - напряжение генератора; E г - ЭДС генератора на холостом ходу без учета реактивных потерь; I я - выпрямленный ток в цепи якоря генератора; rя - суммарное активное сопротивление цепи якоря генератора. Электрическая устойчивость работы системы рекуперативного dU г dU и торможения обеспечивается при условии [102]. Это означает, что dI я dI я напряжение генератора Uг с возрастанием выпрямленного тока уменьшается быстрее, чем напряжение инвертора U и . Внешняя характеристика инвертора при δ = const также имеет падающий вид [17]. Но для обеспечения статической устойчивости работы рекуперативного торможения наклон внешней характеристики генератора увеличивают путем включения в его цепь добавочных сопротивлений (балластных резисторов) [102]. Исследованиям электромагнитных процессов при работе инвертора и определения коэффициента мощности электровоза в режиме рекуперативного торможения посвящено множество трудов [17, 99, 102]. Однако их можно дополнить исследованиями совместной работы инвертора с ВУВ и влиянием электромагнитных процессов в ВУВ на энергетические показатели электровоза. 2.1 Исследование процессов при работе типового ВУВ электровоза Известно, что в режиме рекуперативного торможения электровоза, когда вырабатываемая генераторами энергия отдается в контактную сеть, одновременно происходит потребление части рекуперируемой энергии через ВУВ для независимого питания обмоток возбуждения ТЭД. Следовательно, при определении энергетических показателей электровоза необходимо учитывать 28 электромагнитные процессы, протекающие в ВУВ. Данная диссертационная работа посвящена исследованию именно этих процессов. Проанализируем работу ВУВ на основе тиристоров, выполненного по схеме двухполупериодного выпрямителя с нулевой точкой, используемого на всех современных отечественных электровозах переменного тока (таких как ВЛ80Р, ВЛ85, ВЛ65, ЭП1в/и и 2(3)ЭС5К). На рисунке 2.1 представлена электрическая принципиальная схема силовых цепей электровоза на тележку с типовым ВУВ в режиме рекуперативного торможения, состоящая из токоприёмника, тягового трансформатора Т, ВИП, сглаживающего реактора СР, якорных обмоток Г1 и Г2 и обмоток возбуждения ОВ1 и ОВ2 генераторов, блока балластных сопротивлений rб, резистора постоянной шунтировки rпш и блока управления БУВИП. Е i1 1 x1 а2 T а1 Е ВИП а6 ВУВ x2 i2 а7 VS1 x4 VS2 СР ВУВ Uупр ВИП Uупр Г1 Т1 - - Г2 Iя Ег + Т2 на БИ IВ ОВ1 rпш rпш ОВ2 rб Iя Ег + на БИ QТ1 QТ1 VD1 БУВИП IВ IВ VD2 IВ rб QТ1 IВ QТ1 Рисунок 2.1 – Электрическая принципиальная схема силовых цепей электровоза на тележку с типовым ВУВ в режиме рекуперативного торможения 29 Типовой способ управления ВУВ на тиристорах заключается в том, что регулирование величины выпрямленного напряжения осуществляется путем подачи импульсов управления в каждом полупериоде напряжения сети на тиристоры одного плеча двухполупериодного выпрямителя. Отсчет фазы импульсов управления ведется от начала полупериода (точки 0, π, 2π и т.д.), причем увеличение выпрямленного напряжения начинается при движении фазы импульса от конца полупериода к его началу (рисунок 2.2). В результате реализации такого регулирования управляется только фаза переднего фронта выпрямленного напряжения uв, а значит и фаза переменного тока iа6-х4 в цепи обмотки возбуждения а6-х4 тягового трансформатора. Момент времени закрытия тиристорного плеча по заднему фронту выпрямленного напряжения не управляется. иа6-х4 В iа6-х4 А иа6-х4 1 iа6-х4 iа6-х4 π 0 2π ωt рад iа6-х4 φ iв А ив В Δiв uв Um E 1 2 γ 0 iв E π 3 4 2π ωt рад αв Рисунок 2.2 – Диаграммы электромагнитных процессов при работе типового ВУВ 30 Рассмотрим более подробно процессы работы плеч ВУВ при смене полупериодов напряжения. Для этого первый полупериод разбиваем на временные интервалы 0-1-2-π, а второй на π-3-4-2π (рисунок 2.2). Упрощенная схема замещения типового ВУВ изображена на рисунке 2.3. Приведенные индуктивности первичной обмотки трансформатора перенесены на вторичную сторону и объединены с индуктивностями вторичной обмотки в виде эквивалентных индуктивностей L5, L6, отнесенных к каждой фазе. Приведенное активное сопротивление первичной обмотки объединено с активным сопротивлением вторичной обмотки трансформатора и представлено элементами r5, r6. Направление электродвижущей силы Е вторичной обмотки тягового трансформатора показано в зависимости от полупериода напряжения (сплошная и пунктирная стрелки). а) r5 e5 L5 e6 а6 L6 б) r6 E i i L E VS2 VS1 B B ПШ i i i r B х4 E ПШ r r6 L6 а7 E VS1 e6 e5 L5 а6 х4 а7 r5 i BУВ i B VS2 B ПШ r K ПШ VS1 L i VS2 r i B K i BУВ r5 в) L5 e5 e6 а6 r6 L6 х4 а7 E r5 г) L В i e6 r6 L6 х4 а7 E VS2 VS1 B i e5 а6 E VS1 L5 E i L VS2 B i ПШ В ПШ i BУВ r ПШ r i B BУВ r ПШ r B Рисунок 2.3 – Мгновенные схемы замещения при работе типового ВУВ, соответствующие интервалам времени 0-1 (а), 1-2 (б), 2-π (в) и π-3 (г) Допустим, что в предшествующем полупериоде напряжения, обозначенном на рисунке 2.2 сплошной стрелкой, ток протекал по плечу VS2 и 31 по цепи обмоток возбуждения ТЭД (активное сопротивление rв, индуктивность Lв и резистор постоянной шунтировки rпш) благодаря приложенной положительного знака в этом полупериоде переменной ЭДС eа7-х4 секции а7-х4 вторичной обмотки тягового трансформатора. После смены в точке 0 направления ЭДС со сплошной на пунктирную стрелку, на интервале 0-1 обеспечивается возникновение отрицательного выпрямленного напряжения uВ (рисунок 2.2). Это объясняется всё ещё проводимыми ток нагрузки тиристорами плеча VS2, но уже не под действием e а7-х4, а под действием ЭДС самоиндукции eL, возникшей в индуктивности Lв обмоток возбуждения во время прохождения по ним тока нагрузки в предыдущий полупериод напряжения сети. В результате через секцию а7-х4 вторичной обмотки тягового трансформатора и плечо VS2 происходит разряд (передача) в сеть электромагнитной энергии, накопленной в индуктивности Lв, создавая на своем пути потери энергии и сдвигая фазу (угол φ) первой гармоники переменного тока i1а6-х4 относительно переменного напряжения uа6-х4 в обмотке возбуждения а6-х4 тягового трансформатора (рисунок 2.2). Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале 0-1 приведена на рисунке 2.3, а. Согласно типового способа управления в момент времени, соответствующий цифре 1, на плечо VS1 подается импульс управления с фазой αв. На интервале 1-2 (рисунок 2.2) происходит коммутация, ток в плече VS1 возрастает, а в плече VS2 падает до нуля. Выпрямленное напряжение равно нулю. Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале 1-2 представлена на рисунке 2.3, б. В течение всего интервала 1-2, пока ток переходит с одного тиристора на другой, оба тиристора будут открыты. Результирующий ток тиристора VS2 будет равен . Ток (2.2) на этом интервале является собственно током короткого замыкания вторичной обмотки трансформатора или коммутирующим током . 32 Коммутирующий ток определяется индуктивностью контура коммутации и ЭДС, действующей в этом контуре , где (2.3) – действующее значение фазного напряжения вторичной обмотки трансформатора (выводы а6-а7 или а7-х4) [6]. Развитие тока происходит лишь до величины , после чего процесс коммутации заканчивается [99]. В результате выражение для тока может быть записано в виде , где (2.4) – индуктивное сопротивление цепи переменного тока. Так как ток , то изменение тока в процессе равно . (2.5) Угол коммутации γ может быть получен из граничных условий: в момент окончания коммутации ток становится равным нулю, а ток равен выпрямленному току . Подставив в уравнение (2.4) будет и , получим , (2.6) Процесс коммутации оказывает влияние и на форму кривой напряжения на тиристорах VS1 и VS2. На интервалах 2-π и π-3 (рисунок 2.2) ток протекает через открытое тиристорное плечо VS1 и цепь нагрузки. К обмоткам возбуждения ТЭД прикладывается напряжение, обусловленное выводами а6-а7 вторичной обмотки тягового трансформатора. Работа схемы на интервале π-3 аналогична работе на интервале 0-1 описанной выше. Мгновенные схемы замещения ВУВ во временных интервалах 2-π и π-3 представлены на рисунках 2.3, в и г. 33 В момент времени, соответствующий цифре 3, на плечо VS2 подается импульс управления с фазой αв. На интервале 3-4 (рисунок 2.2) происходит коммутация, ток в плече VS2 возрастает, а в плече VS1 падает до нуля. Выпрямленное напряжение при этом равно нулю. Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале 3-4 представлена на рисунке 2.4, а. а) r5 e5 L5 e6 а6 б) r6 L6 х4 а7 E VS1 r5 а6 i ПШ B L r VS1 ПШ i х4 E VS2 VS1 B i r B r6 L6 E i L B VS2 B i i e6 а7 E i e5 L5 ПШ i BУВ K r i VS2 ПШ r B K i BУВ Рисунок 2.4 – Мгновенные схемы замещения при работе типового ВУВ, соответствующие интервалам времени 3-4 (а) и 4-2π (б) На интервале 4-2π (рисунок 2.2) ток протекает через открытое тиристорное плечо VS2 и цепь нагрузки. К обмоткам возбуждения ТЭД прикладывается напряжение, обусловленное выводами а7-х4 вторичной обмотки тягового трансформатора. Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале 4-2π представлена на рисунке 2.4, б. В следующий полупериод электромагнитные процессы ВУВ происходят аналогично описанным выше. Согласно напряжения исследованиям при работе [99], типового среднее ВУВ значение за выпрямленного коммутационный и внекоммутационный интервалы времени его работы определяется по формуле . (2.7) Используя выражение (2.6) имеем . (2.8) 34 После подстановки (2.8) в (2.7) получим , (2.9) Эффективный ток фазы а7-х4 вторичной обмотки трансформатора с учетом процесса коммутации [99] равен , где Kэф – коэффициент эффективности (2.10) переменного тока, ; КПО – коэффициент относительной пульсации тока возбуждения; Kвэф – коэффициент эффективности выпрямленного тока, [99]. Во внекоммутационных интервалах мгновенные токи первичной обмотки трансформатора определяются как , где – коэффициент трансформации трансформатора. В интервале коммутации по обмоткам трансформатора протекают токи , , . Для магнитодвижущей силы обмоток трансформатора справедливо следующее уравнение (без учета намагничивающего тока) , (2.11) т.е. форма кривой первичного тока в интервале коммутации определяется выражением , (2.12) Коэффициент мощности типового ВУВ определяется по формуле [99] . (2.13) 35 В результате типовой ВУВ работает с низким коэффициентом мощности, не превышающим 0,5. В случае уменьшения выпрямленного напряжения ВУВ с помощью увеличения угла снижается активная и повышается реактивная мощность, потребляемая ВУВ из тяговой сети, следовательно, значительно снижается и коэффициент мощности выпрямителя. Кроме того, задержка в каждом полупериоде отпирания тиристоров на интервал времени обеспечивает отставание первой гармоники тока i1а6-х4 в обмотке возбуждения трансформатора относительно напряжения uа6-х4 на угол φ (ВУВ потребляет значительную реактивную мощность индуктивного характера) [10], а также вызывает протекание тока во вторичной обмотке трансформатора в направлении против ЭДС трансформатора, что значительно влияет на величину пульсации тока возбуждения. 2.2 Влияние пульсации тока возбуждения на работу электровоза в режиме рекуперативного торможения с типовым ВУВ Пульсация тока возбуждения ТЭД вызывает пульсацию магнитодвижущей силы и основного магнитного потока Ф, что в свою очередь обеспечивает появление дополнительных потерь, повышенного нагрева обмоток ТЭД, нарушение его коммутации и поэтому должна ограничиваться. К тому же пульсация выпрямленного тока изменяет форму кривой переменного тока в первичной обмотке трансформатора, оказывая неблагоприятное влияние на коэффициент мощности [99]. Для уменьшения пульсации магнитного потока Ф на электровозах переменного тока используют шунтирующие резисторы rПШ (рисунок 2.1). За счет этого постоянная составляющая выпрямленного тока обмотку возбуждения, а переменная составляющая протекает через замыкается через шунтирующий резистор rПШ. Происходит это потому, что индуктивное сопротивление шунтирующего резистора для переменной составляющей 36 выпрямленного тока намного меньше индуктивного сопротивления обмотки возбуждения ТЭД. Данное мероприятие позволяет лишь несколько снизить пульсацию выпрямленного тока. Уровень пульсации магнитного потока оценивают соответствующим коэффициентом пульсации при линеаризованной магнитной характеристике [34] , где (2.14) Фmax, Фmin, Фn – соответственно максимальное, минимальное значение магнитного потока и амплитудное значение его переменной составляющей, представленной на рисунке 2.5; , – коэффициент возбуждения по постоянной и переменной составляющей выпрямленного тока Iв. Ф Вб Фmin Ф Фmax Ф(I) Фn arctq 0 Iвmin I Iвmax dФ dIв Iв А Рисунок 2.5 – Зависимость пульсации магнитного потока от пульсации тока возбуждения Постоянная составляющая тока в обмотке возбуждения Iв, коэффициент возбуждения βn по постоянной составляющей тока и βnn по переменной составляющей определяются по выражениям (2.15) 37 где – реактивное сопротивление обмотки возбуждения. Так как частота пульсации тока в обмотке возбуждения равна удвоенной частоте основной гармоники напряжения сети, . Для снижения пульсации магнитного потока необходимо уменьшать сопротивление резистора постоянной шунтировки . Однако, значительно его уменьшить нельзя, т.к. величина коэффициента возбуждения по постоянной составляющей тока ограничивается значением [7]. Соответственно, согласно выражений (2.14 и 2.15) видно, что включение шунтирующего резистора не обеспечит значительного уменьшения пульсации магнитного потока. Для подтверждения наличия существенной пульсации тока возбуждения проведены экспериментальные исследования работы электровоза в режиме рекуперативного торможения на Восточно-Сибирской железной дороге – филиале ОАО «РЖД» в период с 26 августа по 14 сентября 2010 года. Экспериментальные исследования проводились на электровозе ВЛ80Р № 1829 на участке Иркутск-Сорт. – Улан-Удэ (Протокол эксплуатационных тяговоэнергетических испытаний электровоза переменного тока ВЛ80Р № 1829 по Договору ИрГУПС с ОАО «РЖД» №726/493 от 08.06.2010 г.). В результате получены кривые выпрямленных токов якоря iя, возбуждения iв, и напряжения инвертора uи (рисунок 2.6). Выявлено, что относительная пульсация тока возбуждения , при номинальном среднем токе возбуждения (880 А), составляет около 12 %, а при уменьшении выпрямленного напряжения на обмотках возбуждения ТЭД, пульсация тока будет существенно увеличиваться. Рассмотрим процесс протекания пульсации тока возбуждения и ее влияние на ток генератора, допуская, что индуктивность трансформатора равна нулю, а коммутация тока плеч ВУВ протекает мгновенно. Мгновенное значение пульсирующего напряжения выпрямителя uВ уравновешивается падением напряжения в активном сопротивлении цепи ЭДС самоиндукции Выражение имеет вид и , вызываемой пульсацией выпрямленного тока. 38 (2.16) или (2.17) 1000 iв iя 500 0 γ -500 Δiв Напряжение инвертора uи, В Ток якоря iя и ток возбуждения iв ТЭД, А . δ β -1000 uи -1500 -2000 αр γр -2500 5 20 15 10 Время, мс Рисунок 2.6 – Диаграммы электромагнитных процессов в цепи выпрямленного тока, полученные на электровозе во время опытной поездки для типового режима рекуперативного торможения На рисунке 2.7, а представлены кривые выпрямленного напряжения тока ВУВ, а на рисунке 2.7, б кривые напряжения инвертора . На интервале времени и тока якоря выпрямленное напряжение падения напряжения на активном сопротивлении и больше . В этом случае значение положительно, поэтому на этом интервале времени переменная составляющая выпрямленного тока возрастает. На интервале значение что отрицательно, соответствует значительному уменьшению переменной составляющей выпрямленного тока , т.к. возрастает отрицательное мгновенное значение напряжения близкие к , переменная составляющая тока , а в момент времени близкий к пульсация тока равна . В моменты времени, имеет минимальные значения – максимальные значения . Полная 39 = . (2.18) Из анализа выражения (2.18) видно, что величина полной пульсации выпрямленного тока напряжения напрямую зависит от величины и знака выпрямленного (рисунок 2.7). а) iв А ив В смещение Δiв iв uв αв 0 ωt1 ωt2 б) π ωt3 2π ωt рад diя /dt iя А ии В iя Δiя δ 1 π 0 2π ωt рад uи Рисунок 2.7 – Процесс протекания тока возбуждения типового ВУВ и влияние его пульсации на ток (а) при работе генератора (б) Анализируя рисунок 2.7 видно, что при работе электровоза с типовым ВУВ энергия в пределах угла αв направлена из преобразователя в сеть как при инвертировании, что интенсивно снижает выпрямленный ток , а 40 следовательно, повышает его пульсацию пульсирует ток возбуждения (рисунок 2.7, а). Так как , то с несколько меньшим значением (в зависимости от насыщения магнитной системы генератора) пульсирует и основной магнитный поток ТЭД (рисунок 2.5). От магнитного потока Ф зависит ЭДС генератора ЕГ согласно формуле , где (2.19) С – постоянный коэффициент для каждого типа двигателя; – частота вращения. Вектор переменной составляющей Фп основного магнитного потока ТЭД отстает от вектора переменной составляющей тока возбуждения Iвп в зависимости от величины вихревых токов в магнитной цепи главных полюсов. Вектор ЭДС генератора отстает от Фп на фазовый угол 900 [34]. В результате пульсация ЭДС генератора зависит от формы кривой тока в обмотках возбуждения и вихревых токов в магнитной цепи ТЭД. Недостатком типового способа управления ВУВ является то, что открытие тиристорных плеч осуществляется с задержкой на некоторый угол регулирования αв, а так как нагрузка имеет активно-индуктивный характер это значительно влияет на смещение максимального мгновенного значения тока возбуждения iв относительно максимального мгновенного значения напряжения ВУВ uв (рисунок 2.7, а). Смещение тока и его пульсация влияет на величину переменной составляющей ЭДС генератора . В результате этого, пульсация протекает так, что максимальным значениям соответствуют минимальные значения напряжения инвертора uи. Используя выражения (2.1) и (2.19) с учетом добавочных сопротивлений имеем , где (2.20) rб – сопротивление блока балластных резисторов. К тому же на интервале времени угла запаса δ ЭДС генератора (его 41 максимальные мгновенные значения) и напряжение инвертора uи суммируются, что дополнительно вызывает увеличение скорости нарастания тока якоря . Данный факт является одной из причин повышенной пульсации тока якоря (рисунок 2.7, б). Все вышеперечисленное является причинами низких энергетических показателей электровоза в режиме рекуперативного торможения при работе с типовым ВУВ. 2.3 Разработка способа управления ВУВ и исследование его работы Для устранения недостатков типового ВУВ и повышения энергетических показателей электровоза в режиме рекуперативного торможения необходимо изменить способ регулирования напряжения возбуждения ТЭД. Известно, что применение в схемах выпрямителей полностью управляемых силовых полупроводниковых приборов (СПП) с секторным регулированием позволяет снизить уровень обмена реактивной мощности с источником. При таком регулировании, посредством опережения выключения СПП в плечах выпрямительной схемы, можно обеспечить уменьшение угла фазового сдвига основной гармонической составляющей тока сети [10]. Одновременное регулирование углов открытия с запаздыванием и закрытия с опережением плеч выпрямителя, относительно начала и конца полупериода напряжения сети соответственно, позволяет получить совпадение по фазе напряжения и первой гармоники тока сети, а следовательно, приблизить коэффициент мощности выпрямителя к единице. В режиме рекуперативного торможения электровоза напряжение и ток в первичной обмотке тягового трансформатора находятся в противофазе. Из-за работы ВИП с углом опережения β, ток в тяговой обмотке трансформатора отстает от напряжения и имеет реактивную составляющую индуктивного характера. Работа типового ВУВ с задержкой отпирания тиристоров на угол 42 обеспечивает отставание первой гармоники тока i1a6-x4 в обмотке возбуждения трансформатора относительно напряжения u1a6-x4 (рисунок 2.2, а). Следовательно, ток в обмотке возбуждения трансформатора также имеет реактивную составляющую индуктивного характера. При взаимодействии таких токов, протекающих по вторичным обмоткам тягового трансформатора электровоза, происходит увеличение угла сдвига фаз φ между напряжением и током первичной обмотки тягового трансформатора. В итоге из сети потребляется значительная реактивная мощность, что приводит к снижению коэффициента мощности электровоза. Для улучшения энергетических показателей электровоза необходимо не просто снизить до нуля потребляемую ВУВ реактивную мощность, а изменить ее характер с индуктивного на емкостный. В результате первая гармоника тока обмотки возбуждения трансформатора будет опережать по фазе напряжение и частично компенсировать индуктивную составляющую тока в тяговой обмотке, что приведет к снижению угла сдвига фаз φ и повышению коэффициента мощности электровоза. Для этого предлагается регулирование напряжения ВУВ uв производить путем подачи импульсов управления с фазой α = 0 эл. град. в начале каждого полупериода напряжения сети на соответствующее плечо выпрямителя с целью его открытия и снятия этих импульсов с фазой α = αвув с целью его закрытия (рисунок 2.8, а). Отсчет фазы снятия импульсов αвув ведется от начала полупериода напряжения сети, причем увеличение выпрямленного напряжения ВУВ начинается при движении фазы αвув от начала полупериода к его концу, увеличивая тем самым длительность открытого состояния плеча. В результате это позволит обеспечить протекание максимального значения тока возбуждения iв близко к максимальному значению напряжения uв. А так как ток возбуждения в влияет на величину переменной составляющей основного магнитного потока ТЭД, а следовательно, форму ЭДС генератора г, последнее в результате этого пульсирует так, что минимальным значениям то 43 соответствуют минимальные значения напряжения инвертора uи. Согласно выражения (2.20), данный факт обеспечит уменьшение скорости нарастания тока якоря , и соответственно, снижение пульсации тока якоря (рисунок 2.8, б). а) iв А ив В Δiв iв uв б) 0 iя А ии В αвув ωt1 π 2π тип пр diя /dt diя /dt iя Δiя δ 1 π 0 ωt рад 2π ωt рад uи Рисунок 2.8 – Процесс протекания тока возбуждения предлагаемого ВУВ и влияние его пульсации на ток (а) при работе генератора (б) Для реализации предлагаемого способа управления ВУВ необходима модернизация электрической схемы ВУВ. В связи с развитием управляемых СПП предлагается в ВУВ заменить тиристоры на диоды VD3, VD4 для выпрямления напряжения, а в общую цепь ВУВ установить IGBT транзистор VT1, который будет изменять фазу регулирования напряжения на обмотках возбуждения в оба полупериода (рисунок 2.9). Диод VD5 необходим для поддержания тока возбуждения iв в моменты закрытого состояния VT1, за счет запасенной электромагнитной энергии в ОВ1, ОВ2, а также защиты от выбросов напряжения при коммутационных переключениях. Управление IGBT транзистором VT1 будет осуществляться модернизированной кассетой БФУ-М 44 блока управления БУВИП через драйвер DR (рисунок 2.9). Драйвер DR обеспечивает гальваническую развязку сигналов управления от силовых цепей. Изменение структуры силовой цепи ВУВ позволит исключить возникновение обратного напряжения, прикладываемого к нагрузке, что в свою очередь, сделает его работу более эффективной и менее энергоёмкой. Е i1 1 x1 а2 T а1 Е ВИП x2 а6 i2 а7 VD3 СР - - Г2 Iя Ег + Т1 IВ ОВ1 rпш VD5 Iя Ег на БИ QТ1 rпш DR + Т2 на БИ QТ1 VD1 x4 ВУВ VT1 БУВИП Г1 VD4 ОВ2 rб IВ IВ VD2 IВ rб QТ1 IВ QТ1 Рисунок 2.9 – Электрическая принципиальная схема силовых цепей электровоза на тележку с предлагаемым ВУВ в режиме рекуперативного торможения Согласно выражения (2.17) ЭДС самоиндукции возбуждения ТЭД, вызываемая пульсацией обмоток выпрямленного тока уравновешивается падением напряжения в активном сопротивлении цепи , и мгновенным значением пульсирующего напряжения выпрямителя uВ. На рисунке 2.8, а в интервале времени выпрямленное напряжение больше падения напряжения на активном сопротивлении . В этом случае 45 значение положительно, поэтому переменная составляющая выпрямленного тока возрастает. На интервале значение отрицательно, но в отличие от типового ВУВ, где мгновенное напряжение имело отрицательное значение, в данном случае оно равно нулю. Поэтому уменьшение переменной составляющей выпрямленного тока происходит только за счет падения напряжения в активном сопротивлении цепи . В результате согласно выражения (2.18), при работе предлагаемого ВУВ значительно снижается пульсация тока возбуждения Δiв при уменьшении угла регулирования αв относительно работы с типовым ВУВ, что повысит надежность работы ТЭД. Рассмотрим более подробно процессы работы предлагаемого ВУВ при смене полупериодов напряжения. Для этого первый полупериод разбиваем на временные интервалы 0-1-2-π, а второй на π-3-4-2π (рисунок 2.10). иа6-х4 В iа6-х4 А иа6-х4 iа6-х4 1 iа6-х4 π 0 2π φ iв А ив В ωt рад iа6-х4 Δiв iв uв E E 1 0 αвув 2 3 π γ 4 2π ωt рад Рисунок 2.10 – Диаграммы электромагнитных процессов при работе предлагаемого ВУВ 46 Допустим, что в полупериоде напряжения, обозначенном на рисунке 2.10 пунктирной стрелкой, в интервале времени 1-2 открыт IGBT транзистор VT1 и ток протекает по диодному плечу VD3, VT1 и по цепи обмоток возбуждения ТЭД благодаря приложенной положительного знака в этом полупериоде переменной ЭДС секции eа6-а7 а6-а7 вторичной обмотки тягового трансформатора. Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале 1-2 приведена на рисунке 2.11, а. а) r5 L5 e5 а6 e6 б) r6 L6 х4 а7 E r5 L i i ПШ i ВУВ B VD5 e6 e5 а6 VD3 E i ПШ i L ПШ r B VD5 B VD4 В B r х4 E VD4 r6 L6 а7 E VD3 L5 r ПШ VT1 i D r B VT1 Рисунок 2.11 – Мгновенные схемы замещения при работе предлагаемого ВУВ, соответствующие интервалам времени 1-2 (а) и 2- , 4-2 (б) Согласно предлагаемого способа управления ВУВ в момент времени, соответствующий цифре 2, происходит снятие управляющего напряжения с транзистора VT1 и он закрывается. Так как скорость коммутации IGBT транзистора очень высокая, принято, что процесс коммутации тока протекает мгновенно (рисунок 2.10). На интервале 2- , под действием запасенной электромагнитной энергии в индуктивности Lв обмоток возбуждения во время прохождения по ним тока нагрузки в предыдущий интервал времени, создается контур протекания тока возбуждения и разрядка этой энергии через параллельный диод VD5 и резистор rпш. Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале 2- представлена на рисунке 2.11, б. В точке происходит изменение направления ЭДС в трансформаторе с пунктирной на сплошную стрелку, и в этот момент времени подается управляющее напряжение на транзистор VT1 и он открывается. Но за счет 47 наличия в тяговом трансформаторе индуктивностей рассеяния процесс открытия диодного плеча VD4 и закрытие диода VD5 происходит с некоторой задержкой (рисунок 2.10) [106]. Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале -3 представлена на рисунке 2.12, а. e5 e5 e6 L6 r5 r5 r6 а) б) L5 L5 а6 х4 а7 E а6 L i VD4 E VD3 L i B VD5 VD4 B i ПШ х4 E VD5 B r6 L6 а7 E VD3 e6 B i i K r i VD5 r i i K B ПШ ПШ r ПШ VD4 VT1 r5 e5 L5 а6 e6 i ВУВ r6 L6 х4 а7 E VD3 B VT1 в) i r E L VD3 i i ПШ B B i K i K r ПШ r VD5 i VD4 VD5 B VT1 Рисунок 2.12 – Мгновенные схемы замещения при работе предлагаемого ВУВ, соответствующие интервалам времени -3 (а), 3-4 (б) и 0-1 (в) На интервале времени 3-4 открыт IGBT транзистор VT1 и ток протекает по VT1, диодному плечу VD4 и по цепи обмоток возбуждения ТЭД благодаря приложенной положительного знака в этом полупериоде переменной ЭДС eа7-х4 секции а7-х4 вторичной обмотки тягового трансформатора (рисунок 2.10). Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале 3-4 приведена на рисунке 2.12, б. В момент времени, соответствующий цифре 4, происходит снятие управляющего напряжения с транзистора VT1 и он закрывается (рисунок 2.10). Работа схемы на интервале 4- аналогична работе на интервале 2- описанной 48 выше. Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале 4представлена на рисунке 2.11, б. В точке происходит изменение направления ЭДС в трансформаторе со сплошной на пунктирную стрелку, и в этот момент времени подается управляющее напряжение на транзистор VT1 и он открывается. Открытие диодного плеча VD3 и закрытие диода VD5 происходит с задержкой (рисунок 2.10). Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале -1 представлена на рисунке 2.12, в. Далее электромагнитные процессы в предлагаемом ВУВ происходят аналогично описанным выше. В результате предложенного способа значительно уменьшается угол сдвига фаз φ между первой гармоникой переменного тока и напряжением обмотки возбуждения а6-х4 трансформатора, и меняется характер потребляемой ВУВ реактивной мощности с индуктивного на емкостный (рисунок 2.10). Выражение для определения среднего значения выпрямленного напряжения при работе предлагаемого ВУВ согласно исследованиям [99], имеет вид . (2.21) Коэффициент мощности предлагаемого ВУВ определяется по формуле [99] . (2.22) За счет изменения αв и αвув в выражениях (2.7) и (2.21) соответственно, достигается равенство средних значений выпрямленного напряжения возбуждения при работе типового и предлагаемого ВУВ. При подстановке этих углов в выражения (2.13) и (2.22) получено, что предлагаемый ВУВ работает с более высоким коэффициентом мощности, который достигает значения 0,72 при достижении тока возбуждения ТЭД величины Iв = 900 А. 49 При аналитическом исследовании влияния работы ВУВ на коэффициент мощности электровоза по цепи выпрямленного тока следует учитывать множество факторов (электромагнитные процессы в ТЭД, одновременная работа ВИП и ВУВ, электромагнитные процессы в тяговом трансформаторе, распределенные параметры контактной сети и др.). Поэтому для более точного определения коэффициента мощности электровоза в диссертационной работе производится математическое моделирование его работы, а расчет выполняется по цепи первичной обмотки трансформатора согласно формуле n ∑U k I k cos k KM k 1 n ∑U k2 k 0 где n ∑I k2 U 0 I 0 U 1 I 1 cos 1 U k I k cos k U 02 U 12 U k2 I 02 I 12 I k2 , (2.23) k 0 U0, I0 – постоянные составляющие напряжения и тока сети; U1, I1 – действующие значения напряжения и тока 1-й гармоники; Uk, Ik – действующие значения напряжения и тока k-й гармоники; φk – угол сдвига фазы между напряжением и током k-й гармоники. 50 3 МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ПРОЦЕССОВ В СИСТЕМЕ ТЯГОВАЯ ПОДСТАНЦИЯ – КОНТАКТНАЯ СЕТЬ – ЭЛЕКТРОВОЗ В РЕЖИМЕ РЕКУПЕРАТИВНОГО ТОРМОЖЕНИЯ 3.1 Общие принципы и выбор прикладного пакета для математического моделирования сложных технических систем В связи с повсеместным развитием компьютерных технологий существенно изменились подходы к решению проблем проектирования сложных технических систем. Современный уровень развития вычислительной техники и программного обеспечения предоставляет для создания математических моделей достаточно широкий спектр инструментов. Среди возможных путей моделирования электромагнитных процессов в системе следует выделить два основных направления: программирование модели на алгоритмическом языке высокого уровня и использование пакетов прикладных программ, ориентированных на решение специализированных задач. Математическая модель является математическим описанием реального физического объекта. Это описание базируется на физических законах, описывающих поведение объекта. Аналитические методы исследования математических моделей разрабатываются вот уже несколько столетий лучшими учеными мира. Однако эти методы имеют существенные ограничения, позволяющие в полной мере исследовать только системы, описываемые дифференциальными уравнениями первого и второго порядка. Системы, описываемые уравнениями третьего и четвертого порядка, поддаются аналитическому решению, однако влияние внешних параметров системы приходится исследовать уже только численными методами. Численные методы базируются на использовании компьютерного моделирования. Схемы с произвольным временем включения ключей описываются нелинейными дифференциальными уравнениями, которые в аналитическом виде не имеют общего решения. 51 Компьютерная модель – это программная реализация математической модели, дополненная различными служебными программами. На исторически ранних этапах компьютерного моделирования программы создавались на языке машинных слов (1100101…). Следующим шагом стал язык Ассемблера. В дальнейшем появились языки программирования «высокого уровня» (Алгол, Бейсик, Фортран, Паскаль и др.). Применявшаяся в те годы технология программирования требовала на создание моделей очень много времени. На сегодняшний день положение кардинально изменилось. Начиная с 1980-х годов, было разработано множество прикладных пакетов моделирования, таких как MatLab, DesignLab, Workbench, OrCad, VisSim и др., автоматизирующих, прежде всего, этап представления математической модели для электронно-вычислительной машины (ЭВМ) [24]. интегрированный DesignLab программный комплекс корпорации MicroSim для сквозного проектирования аналоговых, цифровых и аналогоцифровых устройств. Основу системы DesignLab составляет программа PSpice. Система DesignLab радиоэлектронных позволяет устройств: от проводить ввода сквозное проектирование принципиальной схемы, ее моделирования, до создания управляющих файлов для программаторов, разработки печатных плат, управляющих программ и вывода данных на графопостроитель. Следует упомянуть работу, выполненную профессором ДВГУПС Ю. М. Кулиничем, посвященную повышению качества электроэнергии на основе применения гибридного компенсатора реактивной мощности [48]. В данной работе автором предложены модели элементов силовой схемы ЭПС, причем моделирование электромагнитных процессов выполнялось в пакете DesignLab путем построения силовых схем и схем цепей управления с дальнейшим их расчетом. Основным недостатком системы DesignLab является то, что при смене режима, один экран полностью заменяется другим, выполненным в ином стиле, 52 и это затрудняет ее освоение, а также для исследования сложных схем требуются большие временные затраты. Интерес к системе OrCad возрос после выхода версии 9.0 и 9.1, предназначенных для работы в среде Windows 95/98 и обеспечивающих обмен данными с большинством известных САПР. Кроме того, в состав этих версий была включена известная программа моделирования PSpice A/D, поэтому к сторонникам OrCad перешло большинство пользователей прекратившей свое развитие системы DesignLab фирмы MicroSim (разработчика программы PSpice, которая в 1998 году объединилась с программой OrCad). После прекращения развития пакета DesignLab система OrCad осталась, пожалуй, единственным средством сквозного проектирования цифровой, аналоговой и аналого-цифровой аппаратуры на платформе Windows. Однако пакеты DesignLab, Workbench, OrCad, Micro-Cap имеют ряд недостатков, не позволяющих использовать их в данной работе. В первую очередь к таким недостаткам относится: 1. «Внутренняя закрытость», т. е. невозможность передачи данных в модель из других программ и значительная сложность передачи результатов расчетов в другие программы для обработки. Для обработки результатов расчетов и перенастройки параметров модели приходится пользоваться только инструментарием, входящим в состав пакета, а в ряде случаев этого оказывается недостаточно. 2. Скрытость от пользователя методики расчетов (метода интегрирования). 3. Невозможность выбирать метод интегрирования для разных моделей. В ряде случаев от выбранного метода может существенно зависеть получаемый результат, а некоторые модели предлагаемым в данных пакетах методом не могут быть рассчитаны вовсе (система при интегрировании «расходится») [69]. Указанных недостатков лишен пакет MatLab, который в то же время сочетает в себе многие из рассмотренных выше достоинств пакетов DesignLab и OrCAD. 53 Пакет MatLab, продукт фирмы The Mathworks Inc, широко используется во всем мире при решении задач, связанных с матричными вычислениями. Первая версия пакета была разработана уже более 30 лет тому назад. Развитие и совершенствование этого пакета происходило одновременно с развитием средств вычислительной техники. Название пакета MatLab образовано от словосочетания Matrix Laboratory (матричная лаборатория), он ориентирован в первую очередь на обработку массивов данных. Именно поэтому несмотря на достаточно высокую скорость смены поколений вычислительной техники, MatLab успевал впитывать все наиболее ценное от каждого из них. Операции и команды в MatLab достаточно естественны и аналогичны математической записи формул на бумаге. MatLab создавался как пакет программ, реализующий наиболее эффективные вычислительные алгоритмы линейной алгебры. Имеется возможность применить при работе обычный математический язык [2, 24, 25, 29, 72, 107]. В настоящее время пакет MatLab представляет собой развитую интегральную программную среду, включающую собственный язык программирования. Это позволяет быстро выполнять различные операции над векторами и матрицами. Кроме того, в MatLab входят операции вычисления обычных функций (алгебраических, решения алгебраических и тригонометрических, дифференциальных логических), уравнений, операции построения графиков и ряд других [72]. MatLab является языком высокого уровня. По отдельным его командам можно выполнять такие сложные операции, как нахождение корней полиномов, решение линейных и нелинейных алгебраических уравнений, моделирование линейных динамических систем. Указанные операции являются элементарными функциями MatLab. Специализированные средства собраны в пакеты, называемые Toolboxes. В состав многих Toolboxes входят приложения с графическим интерфейсом пользователя, которые обеспечивают быстрый и наглядный доступ к основным функциям. Пакет Simulink, поставляемый вместе с MatLab, предназначен для интерактивного моделирования нелинейных 54 динамических систем, состоящих из стандартных блоков. Общая структура пакета MatLab приведена на рисунке 3.1. На этой схеме приведены лишь самые основные составляющие пакета без их детализации, а структура пакета Simulink и его ядра раскрыта более подробно. Верхняя часть соответствует ядру MatLab, содержащему быстровыполняемые встроенные функции (сложение, умножение, тригонометрические и другие базовые функции) и алгоритмы, выполнения которых написаны на языке MatLab. Слева показано семейство Toolboxes, каждый из которых содержит несколько десятков функций, справа среда Simulink и связанные с ней средства (расширения и библиотеки блоков для разных приложений). Язык программирования MatLab относится к классу интерпретаторов. Это значит, что любая команда системы распознается (интерпретируется) по ее имени (идентификатору) и немедленно исполняется в командной строке, что обеспечивает легкую проверку по частям любого программного кода. Одновременно интерпретирующий характер языка программирования MatLab означает, что с первых строк описания средств этой системы фактически описывается ее язык программирования. Важными достоинствами системы являются ее открытость и расширяемость. Большинство команд и функций системы реализованы в виде m-файлов текстового формата (с расширением .m) и файлов на языке C/C++, причем все файлы доступны для модификации. Пользователю дана возможность создавать не только отдельные файлы, но и библиотеки файлов для реализации специфических задач [29]. MatLab обладает хорошо развитыми возможностями визуализации двумерных и трехмерных данных. Пакет Simulink позволяет моделировать электрические системы путем составления принципиальных и (или) структурных схем (в том числе, содержащих передаточные функции элементов), подобно тому, как это сделано в DesignLab и OrCad. Существует возможность самостоятельно разрабатывать и добавлять в библиотеки необходимые элементы. Для решения задач 55 наилучшим образом имеется возможность изменять метод интегрирований системы [24, 29]. ЯДРО MatLab библиотеки математических функций, основанных на матричном исполнении TOOLBOXES (наборы специальных инструментов) SIMULINK пакет для расчетов динамических систем Управляющие системы Работа с базами данных Источники данных Диф. уравнения в частных производных Математические операции Обработка сигналов Интерполяция и экстраполяция Математическая статистика Разрывные функции Табличные функции Символьные вычисления Источники сигналов Волновые расчеты Визуализация результатов Нечеткая логика Дискретные функции Механические системы Оптимизация Расчеты в реальном времени Визуализация данных и обработка изображений Ядро Simulink Непрерывные функции Электрические системы Нечеткая логика Микропроцессорные системы Финансовые вычисления Аэродинамика Фильтры Электрические системы Элементы Источники эл.схем сигналов Электрические машины Измерительные устройства Силовая электроника Трехфазные цепи Рисунок 3.1 – Общая структура пакета MatLab Все отмеченные возможности и преимущества пакета MatLab позволили сделать вывод о целесообразности применения его в данной диссертационной работе для исследования электромагнитных процессов в системе «тяговая подстанция – контактная сеть – электровоз». 56 3.2 Математическая модель системы энергоснабжения железной дороги переменного тока Как известно, контактную сеть следует рассматривать как цепь с распределенными параметрами или длинную линию, если ее длина больше длины волны протекающего по ней напряжения [86]. Длина волны определяется по формуле λ = υ · T, где (3.1) Т – период напряжения; υ – фазовая скорость (скорость распространения волны). При питании контактной сети переменным током промышленной частоты длина волны составляет: λ ≈ 3·108·0,02 = 6·106 м = 6000 км (на практике это значение будет несколько меньше, поскольку фазовая скорость не достигает скорости с=3·108 м/с распространения электромагнитной волны в вакууме, υ < с). Следовательно, на промышленной частоте контактная сеть как длинная линия себя не проявляет. Однако при работе электровоза переменного тока происходят постоянные коммутации вентилей ВИП, в результате чего частоты изменения напряжения могут составлять уже килогерцы, а соответствующая длина волны напряжения – всего десятки километров, что сопоставимо с расстоянием между тяговыми подстанциями. Поэтому контактная сеть начинает проявлять себя как длинная линия с соответствующими электромагнитными процессами [86]. По аналогии с [93], контактная сеть представлена как конечно-элементная модель длинной линии, основанная на последовательном включении Тобразных 4х-полюсников, соответствующих участку линии длиной ∆x (рисунок 3.2). 57 L1 ∆x/2 R1 ∆x/2 R1 ∆x/2 C0 ∆x L1 ∆x/2 g0 ∆x ∆x Рисунок 3.2 – Схема замещения элемента контактной сети длиной ∆Х Такая схема описывается системой обыкновенных дифференциальных уравнений, количество которых зависит от числа интервалов разбиения участков длинной линии (конечных элементов). В пределе, когда Δх→0, будем иметь бесконечное число конечных элементов, что будет эквивалентно системе двух уравнений в частных производных (3.2) В работе [86] исследовалась модель участка контактной сети длиной 20 км с разбивкой на 20, 50 или 100 элементов (рисунок 3.2). Результаты анализа показали, что оптимальное значение элементов длинной линии является 50, а дальнейшее их увеличение незначительно влияет на переходные процессы, но существенно возрастает время расчета. В работе [86] выполнен параметрический синтез нелинейной схемы замещения контактной сети. Нелинейное изменение индуктивного и активного сопротивления вызвано поверхностным эффектом. Экспериментальные значения указанных параметров в функции тока приведены в [30]. Для решения этой задачи профессором Б.И. Косаревым была предложена схема замещения продольной составляющей конечного элемента (рисунок 3.3). 58 L1-2 L1-1 R1-1 R1-2 C0 r0 Рисунок 3.3 – Схема замещения участка длинной линии, учитывающая нелинейность продольных активно-индуктивных параметров Выражения для расчетных значений активной и индуктивной составляющей схемы (рисунок 3.3) имеют вид (3.3) Для выполнения расчетов приняты следующие условия: 2-х путный участок при параллельном соединении контактных подвесок, марка троса ПБСМ1-95, контактный провод 2МФ-100, тип рельса Р75. После проведения многокритериальной оптимизации [86] получены уточненные значения параметров схемы для участка контактной сети длиной 400 м L1-1=2,480·10-4 Гн, R1-1=5,307·10-2 Ом; L1-2=4,400·10-5 Гн, R1-2=0,4669 Ом; С0=8 нФ, r0=1/g0=2,4·106 Ом. Доказано [48], что при использовании схемы замещения контактной сети согласно рисунку 3.3 с указанными параметрами элементов, переходные процессы в большей степени соответствуют процессам, протекающим в реальной контактной сети. Поэтому выбранная конечно-элементная модель 59 длинной линии используется при исследованиях в данной диссертационной работе. Тяговая подстанция рассматривается как идеальный источник синусоидального ЭДС, последовательно с которым включены приведенная индуктивность Lтп и активное сопротивление Rтп, учитывающие параметры первичной энергосети и самой подстанции. Схема замещения тяговой подстанции приведена на рисунке 3.4. eтп Lтп Rтп Рисунок 3.4 – Схема замещения тяговой подстанции Величина ЭДС определяется как , где f = 50 Гц – частота питающей ЭДС; Етп – действующее значение ЭДС, В. (3.4) Величина ЭДС тяговой подстанции принимается на 10 % выше номинальной Етп = 1,1Етп.ном, действующее значение ЭДС составляет Етп = 1,1·25000=27500 В. Приведенные параметры тяговой подстанции при питании от трансформатора мощностью 40 МВА, имеющего собственное индуктивное сопротивление ХLтп=3,8 Ом при частоте 50 Гц, составляют Lтп=17,662 мГн, Rтп=0,2 Ом [2, 48]. В данной диссертационной работе моделируется участок фидерной зоны с двухсторонним питанием (рисунок 3.5). Расстояние между тяговыми подстанциями равно 40 км и состоит из 100 конечных элементов (рисунок 3.3), каждый из которых имитирует 400 м контактной сети. Работа электровоза исследуется при условии максимального удаления от тяговой подстанции, т.е. на середине фидерной зоны. 60 Тяговая подстанция 1 Тяговая подстанция 2 Электровоз Рисунок 3.5 – Блок схема фидерной зоны с двухсторонним питанием и включением электровоза, выполненная в редакторе Simulink 3.3 Математическая модель силовых цепей электровоза переменного тока в режиме рекуперативного торможения Электровоз моделирования, переменного представляет тока, собой как сложную объект математического комплексную систему, состоящую из нескольких подсистем, осуществляющих взаимодействие между собой. Силовая электрическая часть электровоза с контактной сетью и его система управления является одной из таких подсистем [17]. В качестве прототипа принимается силовая электрическая часть двухсекционного электровоза ВЛ80Р [103]. Одна секция состоит из тягового трансформатора, двух ВИП, ВУВ, двух сглаживающих реакторов, блока балластных резисторов, четырех ТЭД, датчика угла коммутации и датчика слежения за напряжением во вторичной обмотке тягового трансформатора. Алгоритм работы модели соответствует алгоритму работы блока управления ВИП электровоза ВЛ80Р в режиме рекуперативного торможения. 3.3.1 Математическая модель тягового трансформатора В данной работе моделируется тяговый трансформатор ОДЦЭ- 5000/25 УХЛ2 электровоза ВЛ80Р, схема обмоток которого представлена на рисунке 3.6 [103]. Параметры трансформатора оказывают наибольшее влияние 61 на протекание переходных процессов в силовых цепях электровоза, поэтому необходимо точное его моделирование для получения достоверных результатов. А Х Сетевая обмотка а6 а7 х4 а1 1 Обмотка возбуждения x1 а2 2 3 4 Тяговые обмотки x2 а3 а4 а5 x3 Обмотка собственных нужд Рисунок 3.6 – Схема обмоток трансформатора ОДЦЭ-5000/25УХЛ2 Для создания математической модели трансформатора необходимо представить его в виде схемы замещения. Согласно рекомендациям [17], схема замещения трансформатора представляет собой многообмоточную систему с магнитными связями (рисунок 3.7). Распределенными емкостями обмоток в диапазоне рассматриваемых частот при моделировании можно пренебречь, а распределенные параметры индуктивностей обмоток принимаем сосредоточенными и постоянными для каждого интервала времени процесса работы трансформатора. Так как витки каждой вторичной тяговой обмотки (а1х1, а2-х2) расположены только на одном из стержней магнитопровода, значениями взаимоиндуктивностей между секциями этих обмоток можно пренебрегать в силу их малости. Секции одной вторичной тяговой обмотки трансформатора соединены с силовой схемой одного ВИП. Во всех зонах регулирования напряжения ВИП можно рассматривать как двухзонный в виду аналогичного принципа их работы. Поэтому схему замещения тягового трансформатора, приведенную к одному преобразователю, необходимо представить в виде трехобмоточной системы, параметры которой будут определяться в зависимости от номера зоны регулирования. 62 U1 r1 x1 М23 М13 x3 r3 М12 x2 U3 r2 x3 r3 U2 3.7 – Схема М12 x2 U3 к ВИП1 Рисунок М23 М13 r2 U2 к ВИП2 замещения многообмоточного тягового трансформатора ОДЦЭ 5000/25УХЛ2 электровоза ВЛ80Р При работе трехобмоточного трансформатора (рисунок 3.7) протекают электромагнитные процессы, которые можно описать системой дифференциальных уравнений [17] u1 i1r1 L1σ dФ0 di1 w1 , dt dt u2 i2 r2 L2σ u3 i3 r3 L3σ где dФ0 di2 w2 dt dt , di3 dФ0 w3 , dt dt (3.5) (3.6) (3.7) u1, u2, u3 – напряжения первичной и соответствующих вторичных обмоток тягового трансформатора; i1, i2, i3 – токи первичной и соответствующих вторичных обмоток тягового трансформатора; r1, r2, r3 – активные сопротивления первичной и соответствующих 63 вторичных обмоток тягового трансформатора; L1, L2, L3 – индуктивности рассеяния первичной и соответствующих вторичных обмоток тягового трансформатора; w1, w2, w3, – число витков первичной и соответствующих вторичных обмоток тягового трансформатора; Ф0 – основной магнитный поток в магнитопроводе тягового трансформатора. В многообмоточных трансформаторах, согласно теории электромагнитных процессов [11], основной магнитный поток в стальном сердечнике трансформатора создается совместным действием магнитодвижущей силы (МДС) первичной и вторичных обмоток. Следовательно, для трехобмоточного трансформатора, согласно закону Ома для магнитных цепей, основной магнитный поток Ф0 магнитопровода определим по выражению Ф0 где i1 w1 i2 w2 i3 w3 λμ i1 w1 i2 w2 i3 w3 , Rμ (3.8) R - магнитное сопротивление трансформатора; - магнитная проводимость магнитопровода трансформатора. Подставив (3.8) в (3.5 - 3.7) получим, согласно второму закону Кирхгофа для магнитных цепей, систему дифференциальных уравнений электромагнитных переходных процессов в трехобмоточном трансформаторе didt w w λ didt didt w w λ u1 i1 r1 L1σ w12 λμ u 2 i2 r2 L2σ w22 λμ u3 i3 r3 L3σ w32 λμ 1 1 2 2 μ di di2 w1 w3 λμ 3 , dt dt w2 w1 λμ 3 3 1 μ di di1 w2 w3 λμ 3 , dt dt di1 di w3 w2 λμ 2 . dt dt (3.9) (3.10) (3.11) 64 Обозначим w12 М11 взаимная индуктивность первичной обмотки тягового трансформатора; w1 w2 М11 1 1 М 12 , w1 w3 М11 М 13 – взаимные индуктивности К T 12 К T 13 между первичной и соответствующими вторичными тяговыми обмотками трансформатора; w2 w3 М11 1 1 М 23 – взаимная индуктивность между вторичными К Т 12 К Т 13 тяговыми обмотками трансформатора, где КТ12, КТ13 – коэффициенты трансформации трансформатора вторичной обмоткой, К Т 12 w22 М11 между первичной и соответствующей w1 w , К Т13 1 ; w2 w3 1 1 М 22 , w32 М11 2 М 33 – взаимные индуктивности 2 К Т 12 К Т 13 тяговых обмоток трансформатора; L1 + М11 = L1 – полная индуктивность первичной обмотки трансформатора; L2 + М22 = L2, L3 +М33 = L3 – полные индуктивности соответствующих вторичных тяговых обмоток трансформатора. После соответствующих преобразований уравнений (3.9 – 3.11), используя принятые обозначения, получим [17] di di1 di М 12 2 М 13 3 , dt dt dt (3.12) u2 М 12 di di1 di i2 r2 L2 2 М 23 3 , dt dt dt (3.13) u3 М 13 di di1 di М 23 2 i3 r3 L3 3 . dt dt dt (3.14) u1 i1r1 L1 65 Систему уравнений (3.12) – (3.14) запишем в матричной форме u1 r1 u2 0 u3 0 0 r2 0 0 i1 L1 0 i2 M 12 r3 i3 M 13 M 12 L2 M 23 M 13 i1 d M 23 i2 dt L3 i3 (3.15) . Применительно к рассматриваемому трансформатору электровоза ВЛ80Р ОДЦЭ-5000/25 УХЛ2 параметры модели имеют следующие значения 29.196 0.367 0.734 М 0.367 0.0046314 0.00925 0.734 0.00925 0.0092628 В матрицах системы 0.4285 0 0 R 0 0.0007 0 0 0 0.0014 уравнений (3.15) по главным диагоналям расположены значения активных сопротивлений и полных индуктивностей обмоток тягового трансформатора. Справа и слева от главной диагонали индуктивностей расположены значения взаимных индуктивностей между обмотками трансформатора. Активное сопротивление и индуктивность секции вторичной обмотки тягового трансформатора, предназначенной для питания обмоток возбуждения ТЭД в режиме рекуперативного торможения (а6-а7, а7-х4): - активное сопротивление секций (а6-а7, а7-х4) r4=0,0004 Ом; - индуктивность секций (а6-а7, а7-х4) L4=0,0026465 Гн. Реализация модели тягового трансформатора производится при помощи блока Multi-Winding Transformer пакета Simulink. Блок Multi-Winding Transformer моделирует однофазный многообмоточный трансформатор с произвольным числом обмоток как на первичной, так и на вторичной стороне. В блоке учитывается нелинейность характеристики намагничивания материала сердечника. Магнитные характеристики стали принимаются из каталога [42]. Пиктограмма и электромагнитная схема трансформатора показана на рисунке 3.8 [24, 107]. 66 а) L2 б) +2 R2 2+ R1 L1 1+ 1+ 1 2 +3 L3 2 3+ Lm 3 +n Rm Ln n R3 Rn 3 n+ 1 Multi-Winding Transformer n Рисунок 3.8 – Пиктограмма (а) и схема модели многообмоточного трансформатора (б) в библиотеке SimPowerSystem пакета Simulink Для всех моделей трансформаторов параметры схемы замещения задаются в относительных величинах. Расчет относительных параметров производится по методике, изложенной в [24], с учетом паспортных данных на трансформатор ОДЦЭ-5000/25УХЛ2 [103]. Блок схема модели трансформатора электровоза ВЛ80Р, разработанная в редакторе Simulink, показана на рисунке 3.9. к ВИП1 к ВИП2 к ВУВ Рисунок 3.9 – Блок схема тягового трансформатора ОДЦЭ-5000/25УХЛ2 электровоза ВЛ80Р в редакторе Simulink 67 Номинальные действующие напряжения обмоток трансформатора, в соответствии с [103], следующие: U1(А-Х) = 25 кВ; U2(а1-х1; а2-х2) = 1230 В; U2(2-х1; 4-х2) = 615 В; U2(1-х1; 3-х2) = 922,5 В; U2(а6-а7; а7-х4) = 180 В. Адекватность данной модели трансформатора можно доказать выполнив на ней опыты холостого хода и короткого замыкания. На рисунке 3.10 и 3.11 приведены диаграммы, полученные в опыте холостого хода с учетом нелинейности намагничивания сердечника трансформатора при приложении к 40 30 20 10 0 -10 -20 -30 -40 Ток первичной обмотки трансформатора при холостом ходе i1, А Напряжение первичной обмотки трансформатора при холостом ходе u1, кВ первичной обмотке номинального напряжения. 5 i11 - с учетом характеристики намагничивания трансформатора 4 u1 3 2 1 0 -1 -2 i12 – без учета характеристики -3 намагничивания трансформатора -4 -5 0 5 10 Время, мс 15 20 Рисунок 3.10 – Напряжение u1 и ток первичной обмотки тягового трансформатора с учетом характеристики намагничивания i11 и без i12 в опыте холостого хода Опыт короткого замыкания производился при пониженном первичном напряжении. Его значение выбирают так, чтобы ток i1 в первичной обмотке трансформатора был равен номинальному значению, несмотря на короткое 68 Напряжения секций вторичной тяговой обмотки трансформатора u2, В замыкание вторичной обмотки. На рисунке 3.12 приведены результаты опыта. 1000 800 u2(2-х1) 600 400 u2(а1-1)=u2(1-2) 200 0 -200 -400 -600 -800 -1000 5 0 10 Время, мс 15 20 Рисунок 3.11 – Напряжения секций вторичной тяговой обмотки трансформатора в опыте холостого хода Ток первичной i1 и вторичной i2 обмоток трансформатора при опыте короткого замыкания, А 2000 1500 i2 1000 500 i1 0 -500 -1000 -1500 -2000 0 5 10 Время, мс 15 20 Рисунок 3.12 – Ток первичной и вторичной обмоток трансформатора при опыте короткого замыкания Проведенные испытания доказывают соответствие параметров модели паспортным данным трансформатора [103]. 69 В итоге математическая модель трансформатора дополнена внесением магнитных характеристик сердечника, что позволяет максимально приблизить протекающие электромагнитные процессы в нем к процессам, протекающим в тяговом трансформаторе электровоза. 3.3.2 Математическая модель выпрямительно-инверторного преобразователя в режиме инвертора ВИП осуществляет плавное четырехзонное регулирование напряжения на ТЭД. Анализ работы преобразователя электровоза показывает, что на всех зонах регулирования, кроме первой, преобразователь можно рассматривать как двухзонный, а при переходах с зоны на зону необходимо изменять только параметры секций вторичной обмотки и номера плеч, подключаемые к выводам этих секций. Схема замещения ВИП для режима инвертора на 4-ой зоне регулирования представлена на рисунке 3.13 [17]. Штриховой линией показаны контуры коммутации инвертора. U1 Х А X1 + M13 M12 M14 VS1 M34 VS3 VS5 M24 M23 а1 VS2 1 e3 U3 X3 VS4 di k1 dt 2 e2 U2 X2 dik 2 d t VS6 e4 U4 X4 VS7 к ТЭД x1 VS8 - Рисунок 3.13 – Схема замещения ВИП в режиме инвертора Для анализа процессов и расчёта мгновенных значений токов и 70 напряжений рассмотрим два интервала времени процесса основной коммутации, следующих поочерёдно (последовательно) друг за другом: интервал коммутации в большом контуре, когда ток коммутации iК1 замыкается по цепи: плечо VS7, секции 2х1, 1–2 и а11, плечо VS1; интервал коммутации в малом контуре, когда ток коммутации iК2 замыкается по цепи: плечо VS8, секции 2–х1 и 1–2, плечо VS4. В соответствии со схемой замещения на рисунке 3.13 произведем расчёт производной тока коммутации в рассмотренных выше контурах коммутации инвертора. Согласно второго закона Кирхгофа в каждом контуре коммутации уравнение электрического равновесия будет выглядеть как , где (3.16) е – ЭДС, наводимая в витках секции вторичной обмотки основным магнитным потоком трансформатора; U1 – напряжение первичной обмотки трансформатора; KT – коэффициент трансформации трансформатора между первичной и секцией вторичной обмотки, находящейся в короткозамкнутом контуре коммутации; XK – эквивалентное индуктивное сопротивление обмоток трансформатора в процессе коммутации инвертора, приведённое к виткам одной или нескольких секций вторичной обмотки. Необходимо учесть, что на 4-ой зоне Х2=Х3=Хсекц; Х4=2Хсекц. Для большого контура коммутации на 4-й зоне регулирования имеем , , . Для малого контура коммутации имеем (3.17) 71 , , . (3.18) Определим выражения для dik/dωt в двух контурах коммутации. Для этого рассмотрим систему уравнений, описывающих процессы коммутации в этих контурах , (3.19) , (3.20) . (3.21) После соответствующих преобразований системы уравнений (3.19–3.21) получим в общем виде выражения для производных токов коммутации в контурах , (3.22) , (3.23) Блок схема ВИП, выполненная в редакторе Simulink, представлена на К цепи выпрямленного тока рисунке 3.14, а его работа подробно описана в [103]. Рисунок 3.14 – Блок-схема ВИП в редакторе Simulink 72 В пакете MatLab тиристоры моделируются с учетом многих особенностей реальных приборов. Схема модели тиристора в редакторе Simulink представлена на рисунке 3.15, которая состоит из последовательно включенных резистора Ron, индуктивности Lon, источника постоянного напряжения Uf, ключа SW и демпфирующей RC-цепи. Блок логики управляет работой ключа. Открытие тиристора осуществляется при приложении положительного напряжения (Uak-Uf) и наличии сигнала управления на управляющем электроде (g). Длительность управляющего импульса должна быть такой, чтобы при включении анодный ток тиристора превысил ток удержания, иначе включение не произойдет. Для выключения тиристора необходимо снизить ток Iak до нуля при нулевом управляющем импульсе, к тому же длительность приложения отрицательного напряжения должна превышать время выключения тиристора. В модели учитывается нелинейность вольт–амперной характеристики. Все эти параметры тиристора позволяют получить процессы, протекающие в преобразователе, достаточно близкие к реальным [107]. Rs A Iak SW Блок логики Ron Cs Lon Uf + - K Uak Iak g Рисунок 3.15 – Схема модели тиристора в библиотеке Simulink В качестве прототипа тиристоров в модели использовались приборы марки Т353-800-32, которые в настоящее время применяются на ЭПС переменного тока и соответствуют техническим условиям 16-95 ИЕАЛ. 432641.009 ТУ [2]. В модели тиристора принимались следующие параметры: - повторяющееся импульсное напряжение в закрытом состоянии Vdrm=3200 В; - повторяющееся обратное напряжение Vrrm=3200 В; - максимальный ток удержания Ih=300 мА; 73 - отпирающий постоянный ток управления Igt=0,25 А; - время выключения tq=320 мкс; - заряд обратного восстановления Qrr=3500 мкКл. Модель ВИП (рисунок 3.14) была протестирована на всех четырех зонах в инверторном режиме при различных углах открытия тиристоров. Открытие тиристоров осуществлялось путем подачи сигнала от генератора прямоугольных импульсов. Управление инвертором происходило согласно алгоритму (рисунок 3.16) [103]. При тестировании вместо генератора использовалась активно-индуктивная включением цепь в (положительный) ток. ЭДС, нагрузка которая с вызывала Параметры последовательным в нагрузке устанавливались прямой близкими к соответствующим значениям электровоза ВЛ80Р [103]. Направле Режим Зона ние э.д.с. работы регулирова трансфор электровоза ния матора Алгоритм работы плеч инвертора 1 2 Рекуперативный β IV 3 αр 4 7 β β αр β β αр αр αр β αр β αр β 8 β β III I 6 αр β II 5 β αр αр Обозначения импульсов управления тиристоров плеч инвертора: β – угол опережения зажигания; αр - регулируемый угол открытия. Рисунок 3.16 – Алгоритм управления ВИП в инверторном режиме В качестве примера работы инвертора приведены диаграммы выпрямленного напряжения uи и тока iя для четвертой зоны (рисунок 3.17). Диаграммы, полученные в результате тестирования инвертора, имеют качественное и количественное соответствие получаемым на практике осциллограммам. 74 1000 Ток генератора iя, А Напряжение инвертора uи, В iя 500 0 -500 uи -1000 -1500 -2000 5 10 Время, мс 15 20 Рисунок 3.17 – Диаграммы выпрямленного напряжения и тока генератора при работе инвертора на четвертой зоне Можно сделать вывод о том, что модель ВИП в инверторном режиме вполне адекватна и может быть использована в дальнейших расчетах. 3.3.3 Математическая модель цепи выпрямленного тока в режиме рекуперативного торможения На электровозе ВЛ80р каждый ВИП имеет цепь выпрямленного тока, состоящую из двух параллельно включенных ТЭД с общим сглаживающим реактором [103]. Для получения процессов, соответствующих процессам на электровозе, модель должна учитывать ряд особенностей, свойственных ТЭД. Таких как нелинейная магнитная характеристика, нелинейная зависимость индуктивностей обмоток от протекающего по ним тока и влияние на переходные процессы вихревых токов, возникающих в стали магнитных полюсов. При создании математической модели, цепь выпрямленного тока заменяем эквивалентной схемой, содержащей эквивалентные активное 75 сопротивление rd, индуктивность Ld и ЭДС ТЭД. Для анализа электромагнитных процессов параметры всех ТЭД принимаются одинаковыми. Исходя из этого эквивалентные индуктивность Ldэ и активное сопротивление rdэ цепи выпрямленного тока определим по следующим выражениям , (3.24) , где (3.25) LСР, rСР индуктивность и активное сопротивление сглаживающего реактора; LЯ, rЯ индуктивность и активное сопротивление обмотки якоря; LДП, rДП индуктивность и активное сопротивление обмоток дополнительных полюсов; LКО, rКО индуктивность и активное сопротивление компенсационной обмотки двигателя; rб балластное активное сопротивление в цепи каждого ТЭД для обеспечения электрической устойчивости работы инвертора. Известно, что ТЭД используемый на электровозах, работает в пределах всей магнитной характеристики обмоток, включая зону насыщения. Поэтому зависимость магнитного потока от тока является нелинейной. Следовательно, индуктивность обмоток ТЭД также будет переменной величиной, зависящей от тока соответствующей обмотки (динамическая индуктивность) [2]. В модели зависимость эквивалентной индуктивности цепи выпрямленного тока от величины выпрямленного тока LdЭ = f (iя) определяется как . (3.26) Схема замещения цепи выпрямленного тока для режима рекуперативного торможения приведена на рисунке 3.18. В этом режиме ТЭД является генератором и имеет независимое возбуждение, при котором питание обмотки 76 возбуждения осуществляется от ВУВ, подключенной к отдельной секции вторичной обмотки трансформатора. В качестве прототипа модели ТЭД принят двигатель НБ-418К6. На схеме (рисунок 3.18) приняты следующие обозначения: iя, iвув – ток якоря и полный ток возбуждения соответственно; rdэ, Ldэ – эквивалентные активное сопротивление и индуктивность цепи выпрямленного тока соответственно; rв, Lв, iв – активное сопротивление, индуктивность и ток обмотки возбуждения соответственно; rпш, iпш – активное сопротивление и ток резистора постоянной шунтировки соответственно; rб – активное сопротивление ББР. i - BУВ К выпрямительной установке возбуждения - iя L К инвертору Е + r L i r BX B i B B r i BX ПШ r ПШ BX dэ r Ldэ i + BУВ б + Рисунок 3.18 – Схема замещения цепи выпрямленного тока ВИП в режиме рекуперативного торможения Резистор постоянной шунтировки rпш предназначен для снижения переменной составляющей тока возбуждения, поскольку для нее он обладает меньшим сопротивлением, чем сама обмотка возбуждения. За счет этого резистора обеспечивается постоянное ослабление магнитного поля на 2 %. Элементы Lвх и rвх создают контур, который служит для учета влияния вихревых токов (рисунок 3.18) [2]. 77 По данным [103] значения активных сопротивлений обмоток двигателя НБ-418К6 составляют: - якорная обмотка rd = 0,0229 Ом (с учетом обмоток добавочных полюсов и компенсационной обмотки); - обмотка возбуждения rв = 0,0079 Ом. Значение сопротивления ББР согласно технической документации (ББР161) принимается rб = 0,144 Ом. Значение резистора rпш может быть определено по формуле , где (3.27) β0 – коэффициент постоянного ослабления возбуждения. Для приведенных выше значений активных сопротивлений обмоток и β0 = 0,98 получим величину rпш ≈ 0,294 Ом [103]. Электромагнитные переходные процессы в цепи выпрямленного тока в режиме рекуперативного торможения, во время коммутационных интервалов большого и малого контуров инвертора, описываются уравнениями (рисунок 3.13 и 3.18): для интервала коммутации большого контура , (3.28) для интервала коммутации малого контура . (3.29) Электромагнитные переходные процессы в цепи обмотки возбуждения описываются уравнениями [17] , , (3.31) (3.32) 78 , (3.33) , (3.34) . где (3.35) – число витков обмотки. Размагничивающее действие реакции якоря в модели принимается скомпенсированным включением добавочных полюсов и компенсационной обмотки ТЭД. Также в модели не учитываются механические процессы, протекающие в тяговом приводе, поскольку за время расчета скорость электровоза не успевает существенно измениться и параметры остаются равными изначально заданной величине [2]. При создании модели ТЭД в данной работе использовались экспериментальные кривые магнитной характеристики и динамической индуктивности обмоток, предоставленные ВЭлНИИ в протоколе ЭМ-14-85 Отношение напряжения якоря к частоте вращения e/n, В/(об/мин) квалификационных испытаний ТЭД пульсирующего тока (рисунок 3.19 и 3.20). 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0 0 150 300 450 600 750 900 Ток возбуждения Iв, А Рисунок 3.19 – Магнитная характеристика ТЭД 1050 1200 1350 Индуктивности обмоток двигателя L, мГн 79 1,8 1,6 1,4 Я+ОВ+ДП+КО 1,2 1,0 0,8 Я+ДП+КО 0,6 ОВ 0,4 0,2 0 0 200 400 600 800 Ток якоря Iя, А 1000 1200 1400 1600 Рисунок 3.20 – Зависимость индуктивности обмоток ТЭД от величины тока якоря при β0 = 98 % Согласно методике, предложенной М.З. Жицем, модель ТЭД должна учитывать действие вихревых токов [31]. В соответствии с этой методикой размагничивающую силу F=iвωв связывают с полным магнитным потоком Ф и магнитным потоком первой гармоники Ф1 двумя уравнениями , (3.36) где – обратная магнитная характеристика; Ф – полный магнитный поток; Ф1 – магнитный поток первой гармоники; Ф - Ф1 – магнитный поток высших гармоник; и – магнитное сопротивление основному магнитному потоку и высшим гармоникам соответственно; – магнитная индуктивность основного потока; 0,475 – магнитная индуктивность высших гармоник. 80 Магнитная индуктивность определяется геометрическими размерами двигателя, а также электропроводностью остова и сердечника главных полюсов. На основании особенностей ТЭД, описанных выше, профессором ДВГУПС Ю.М. Кулиничем была разработана модель для режима двигателя, учитывающая нелинейность магнитной характеристики, динамическую индуктивность и вихревые токи, которая реализована им в пакете OrCAD [48]. В работе [2] разработанная модель реализована в пакете Simulink и произведено сравнение ее с моделью машины постоянного тока DC Machine, имеющейся в библиотеке SimPowerSystems. В этой работе показано, что обе модели отражают переходные процессы, протекающие в двигателе. Поэтому принято использовать модель машины постоянного тока из библиотеки SimPowerSystems пакета Simulink. К тому же значительным преимуществом модели машины постоянного тока из библиотеки SimPowerSystems является возможность реализовать различные подключения обмотки возбуждения, а также перевод машины в режим генератора[107]. Для перевода в генераторный режим необходимо к обмотке возбуждения приложить напряжение и обеспечить вращение генератора, за счет подачи на вход w (рисунок 3.21) определенную угловую скорость. Однако модель DC Machine не учитывает насыщение магнитопровода, что искажает процесс протекания переходных процессов. Данная модель была доработана путем внесения в нее блока, выполняющего расчёт насыщения магнитопровода в зависимости от тока возбуждения (согласно магнитной характеристики двигателя). На рисунке 3.21 показана блок-схема, созданная в пакете Simulink для исследования переходных процессов в генераторе. На обмотку возбуждения подается скачкообразный сигнал по напряжению от генератора прямоугольных импульсов, при постоянной частоте вращения. На рисунке 3.22 показаны 81 переходные процессы, протекающие в генераторе с независимым возбуждением. W Рисунок 3.21 – Блок-схема в пакете Simulink для исследования переходных процессов в генераторе б) а) i, A i, A iя iя iв iв 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 Время, с 1,2 1,4 1,6 1,8 2 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 Время, с Рисунок 3.22 – Переходные процессы в генераторе с независимым возбуждением при длительности импульса напряжения 1 с (а) и 0,02 с (б) Дополнительно, для исследования модели, проведен опыт холостого хода, который показывает зависимость ЭДС генератора от тока возбуждения E0=f(Iв) при постоянной частоте вращения и отсутствии нагрузки (Iя=0). Для проведения опыта холостого хода генератора с независимым возбуждением 82 создана блок схема в пакете Simulink и получена характеристика холостого хода (рисунок 3.23). Изменение тока возбуждения обеспечивалось за счет использования источника линейно изменяющегося воздействия Ramp. Из характеристики видно насыщение магнитопровода, а также то, что при токе возбуждения равном нулю, генератор имеет остаточную ЭДС, равную ЭДС холостого хода генератора Е0, В примерно 20 В. Ток возбуждения Iв, А DC Рисунок 3.23 – Блок-схема для проведения опыта холостого хода генератора с независимым возбуждением (а) и полученная характеристика (б) После проведения ряда исследований было доказано, что процессы, протекающие в модели генератора, соответствуют теоретическим представлениям. Следовательно, можно сделать вывод, что разработанная модель адекватна ТЭД НБ-418К6 и может быть использована для анализа электромагнитных процессов, происходящих в электровозе [2, 48]. На электровозе ВЛ80р используется сглаживающий реактор (СР) типа РС-60 [103]. СР представляет собой активно-индуктивную нагрузку с параметрами: - активное сопротивление rСР = 0,0068 Ом; - индуктивность LСР = 5,85 мГн. 83 3.3.4 Математическая модель выпрямительной установки возбуждения Известно, что при рекуперативном торможении электровоза обмотка возбуждения ТЭД переключается на независимое питание от управляемого ВУВ. ВУВ состоит из двух плеч, которые работают поочередно в соответствующий полупериод. В результате через обмотки возбуждения ТЭД протекает ток, выпрямленный по двухполупериодной схеме выпрямления с нулевой точкой [103]. Схема замещения типового ВУВ во время коммутации представлена на рисунке 3.24. А Х L1 М15 r5 М16 М56 L5 L6 r6 а7 а6 i L ПШ VS9 i B r ПШ К VS10 B r i х4 B i ВУВ i К Рисунок 3.24 – Схема замещения типового ВУВ во время коммутации Электромагнитные переходные процессы в цепи типового ВУВ во время коммутации тока вентилей описываются уравнениями (3.31-3.35) и (3.37) . Блок-схема типового представлена на рисунке 3.25. ВУВ, выполненная (3.37) в редакторе Simulink, К обмоткам возбуждения ТЭД К тяговому трансформатору 84 Рисунок 3.25 – Блок-схема типового ВУВ в редакторе Simulink На полученной модели выполнены расчеты выпрямленного напряжения и тока при работе типового ВУВ на активно-индуктивную нагрузку, параметры которой соответствуют цепи обмоток возбуждения ТЭД. Полученные диаграммы приведены на рисунке 3.26. Выпрямленный ток ВУВ iв, А Выпрямленное напряжение ВУВ uв, В 800 iв 600 400 uв 200 0 -200 0 0,025 0,05 0,075 0,1 Время, с Рисунок 3.26 – Диаграммы выпрямленного напряжения и тока при работе типового ВУВ Из диаграмм видно, что к моменту времени 0,1 с ток достигает установившегося значения. В итоге полученные диаграммы соответствуют теоретическим представлениям, что позволяет сделать вывод об адекватности работы модели ВУВ электровоза. В предлагаемом ВУВ вместо тиристоров установлены диоды VD1, VD2 для выпрямления напряжения, а в общую цепь ВУВ установлен IGBT 85 транзистор VT1, который регулирует напряжение на обмотках возбуждения в оба полупериода. Схема замещения предлагаемого ВУВ, для одного из полупериодов напряжения сети, при работе транзистора VT1 (интервал 3-4, рисунок 2.10) представлена на рисунке 3.27, а. Для этого интервала составлена система уравнений, описывающая изменение выпрямленного тока в цепи ВУВ . (3.38) Для другого полупериода напряжения сети система уравнений будет аналогична, изменится трансформатора. На только рисунке номер 3.27, б секции обмотки представлена возбуждения схема замещения предлагаемого ВУВ при разряде энергии через диодное плечо VD3 (интервал 42π, рисунок 2.10), а изменение выпрямленного тока описывается системой уравнений . а) А Х r5 L5 L6 E r5 х4 L B i r B VT1 а7 i i ВУВ VD1 r6 L6 х4 E L VD3 VD2 ПШ L5 E ПШ r М16 М56 а6 E B Х L1 М15 r6 а7 i А М16 М56 а6 VD1 б) L1 М15 (3.39) ПШ i B VD3 В r ПШ VD2 r B VT1 Рисунок 3.27 – Схема замещения предлагаемого ВУВ электровоза при работе транзистора VT1 (а) и при разряде энергии через диодное плечо VD3 (б) 86 Величина учитывает падение напряжения на диодах VD1, VD2, VD3 и транзисторе VT1. В виду высокой скорости коммутации IGBT транзистора принято, что процесс коммутации тока протекает мгновенно и не оказывает влияние на выпрямленный ток ВУВ. На рисунке 3.28 приведена блок-схема К тяговому трансформатору К обмоткам возбуждения ТЭД предлагаемого ВУВ, выполненная в редакторе Simulink. Рисунок 3.28 – Блок-схема предлагаемого ВУВ в редакторе Simulink Так же, как и для модели типового ВУВ, выполнены расчеты выпрямленного напряжения и тока при работе предлагаемого ВУВ на активноиндуктивную нагрузку. Полученные диаграммы приведены на рисунке 3.29. Выпрямленный ток ВУВ iв, А Выпрямленное напряжение ВУВ uв, В 700 iв 600 500 400 uв 300 200 100 0 -100 0 0,025 0,05 0,075 0,1 Время, с Рисунок 3.29 – Диаграммы выпрямленного напряжения и тока при работе предлагаемого ВУВ 87 3.4 Оценка адекватности электромагнитных процессов в математической модели процессам на электровозе Основное требование, предъявляемое к разработанной математической модели, является адекватность протекающих электромагнитных переходных и установившихся процессов реальным процессам на электровозе и в контактной сети. Для оценки адекватности были сопоставлены электромагнитные процессы, полученные во время экспериментальных исследований работы электровоза на участке Андриановская – Слюдянка I, протяженностью 37 км с уклоном до 17,4 0/00 (Протокол эксплуатационных тягово-энергетических испытаний электровоза переменного тока ВЛ80Р № 1829 по Договору ИрГУПС с ОАО «РЖД» №726/493 от 08.06.2010 г.) с результатами математического моделирования при одинаковых условиях. Для сравнения был выбран режим рекуперативного торможения электровоза со следующими параметрами работы: - расстояние от электровоза до тяговой подстанции 20 км; - IV зона регулирования, типовой алгоритм управления инвертором электровоза; - угол опережения открытия β = 35 эл. град., регулируемый угол открытия αр = 81 эл. град. Диаграммы мгновенных значений напряжения и тока первичной обмотки тягового трансформатора показаны на рисунке 3.30. В качестве полученных исследований на критерия сравнения математической электровоза, был модели электромагнитных и выбран в ходе процессов, эксплуатационных коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения, который является одним из основных показателей, характеризующих форму периодически изменяющихся кривых. 300 200 100 0 -100 -200 -300 -400 б) 40 30 20 u1 10 i1 0 -10 -20 -30 -40 0 5 10 Время, мс 400 15 300 200 100 0 -100 -200 -300 -400 20 Сетевое напряжение первичной обмотки тягового трансформатора u1, кВ 400 Ток первичной обмотки тягового трансформатора i1, А Ток первичной обмотки тягового трансформатора i1, А а) Сетевое напряжение первичной обмотки тягового трансформатора u1, кВ 88 40 30 20 u1 10 i1 0 -10 -20 -30 -40 0 5 15 10 Время, мс 20 Рисунок 3.30 – Диаграммы напряжения и тока первичной обмотки тягового трансформатора: а – полученные в ходе эксплуатационных исследований; б – полученные при математическом моделировании Расчет показателей, характеризующих синусоидальность напряжения, производится по следующим формулам: - коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения N U (n) KU где n2 2 (3.40) 100% , U (1) U ( n ) – значение n-й гармонической составляющей напряжения; U ( 1 ) – значение первой (основной) гармоники напряжения; N (n) – номер гармоники напряжения (N = 40). - коэффициент n-ной гармонической составляющей KU (n) U (n) U (1) 100% ; (3.41) При расчете выбранных показателей для диаграмм, полученных в ходе эксплуатационных исследований, необходимо разложение их в ряд Фурье. Разложение производилось графоаналитическим способом, основанном на замене определённого интеграла суммой конечного числа слагаемых. Разложение диаграмм, полученных на математической модели, производилось 89 при помощи встроенного в систему моделирования аппарата быстрого преобразования Фурье. Сравнительный анализ гармонического состава диаграммы напряжения первичной обмотки тягового трансформатора представлен на рисунке 3.31. Коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения первичной обмотки тягового трансформатора, определенный по формуле (3.40), полученный при эксплуатационных исследованиях, составил 10,1 %, а при математическом моделировании – 10,7 %. Результаты математического моделирования показали достаточную сходимость протекающих процессов с электромагнитными процессами на электровозе. Относительная погрешность составила около 5 %. Незначительные отклонения гармоник объясняются случайными процессами в тяговой сети при проведении экспериментальных исследований (например, работа других электровозов в режимах тяги и Коэффициент n-ной гармонической составляющей напряжения Ku(n), % рекуперативного торможения и др.). 6 Результаты эксплуатационных испытаний 5 Результаты математического моделирования 4 3 2 1 0 3 5 7 9 11 13 15 17 19 21 23 25 27 Номер гармоники 29 31 33 35 37 39 Рисунок 3.31 – Сравнительный анализ результатов эксплуатационных исследований и математического моделирования по критерию n-ой гармонической составляющей напряжения сети Также для сравнения на рисунке 3.32 приведены диаграммы мгновенных значений выпрямленного напряжения инвертора и тока якоря ТЭД, полученные 90 при эксплуатационных исследованиях и при проведении математического моделирования. а) б) iя 500 0 γ -500 δ β uu -1000 -1500 -2000 αр 0 γр 5 10 Время, мс 1000 Выпрямленный ток якоря iя, А Напряжение инвертора uu, В Выпрямленный ток якоря iя, А Напряжение инвертора uu, В 1000 15 20 iя 500 0 γ δ β -500 uu -1000 -1500 -2000 αр γр 5 0 20 15 10 Время, мс Рисунок 3.32 – Диаграммы мгновенных значений выпрямленного напряжения инвертора и тока якоря ТЭД: а – полученные в ходе эксплуатационных исследований; б – полученные при математическом моделировании Из рисунка 3.32 видно, что при угле опережения открытия тиристоров плеч инвертора β = 35 эл. град. угол запаса δ при эксперименте равен 24 эл. град., а при математическом моделировании 25 эл. град., угол коммутации в эксперименте равен γ = 11 эл. град., а при математическом моделировании γ = 10 эл. град. Относительная погрешность составила около 7 %, что не превышает допустимую погрешность при математическом моделировании в 10 %. Таким образом, разработанная математическая модель является пригодной для проведения исследований электромагнитных процессов в системе «тяговая подстанция – контактная сеть – электровоз» в режиме рекуперативного торможения электровоза при предлагаемым ВУВ на основе IGBT транзисторов. работе с типовым и 91 3.5 Сравнительное исследование эффективности работы электровоза в режиме рекуперативного торможения с типовым и предлагаемым ВУВ по результатам расчета на математической модели Для объективного сравнения энергетических показателей модели электровоза, работающего в режиме рекуперативного торможения с типовым и предлагаемым ВУВ, заданные параметры модели принимаются во всех случаях равными. Для исключения искажения формы кривой напряжения в контактной сети, а следовательно, влияние на качество протекания переходных процессов принимаем, что на фидерной зоне участка контактной сети нет других электровозов. Для сравнительного рекуперативного анализа торможения с работы типовым и электровоза предлагаемым в режиме ВУВ при математическом моделировании приняты следующие показатели: коэффициент мощности электровоза Км, коэффициент относительной пульсации тока возбуждения Кпо_Iвув и коэффициент относительной пульсации тока якоря Кпо_Iя. Расчет всех показателей производится автоматически с помощью стандартных блоков Simulink MatLab на ЭВМ. Расчет коэффициента мощности производился согласно формулы (2.23). Коэффициент относительной пульсации выпрямленного тока [99] , где (3.42) Iя(в) – среднее значение выпрямленного тока якоря (возбуждения); ∆iя(в) – переменная составляющая выпрямленного тока якоря (возбуждения). Моделирование работы типового и предлагаемого ВУВ На рисунках 3.33-3.35 представлены диаграммы электромагнитных процессов работы типового ВУВ, а на рисунках 3.36-3.38 работа предлагаемого ВУВ при токе возбуждения Iвувтип Iвувпр 880 A. 92 800 600 400 200 0 -200 -400 -600 -800 250 Напряжение обмотки возбуждения тягового трансформатора uа6-а7, В Ток обмотки возбуждения тягового трансформатора iа6-х4, А 1000 -1000 200 150 100 uа6-а7 iа6-х4 50 0 -50 -100 -150 -200 -250 5 0 15 10 Время, мс 20 Рисунок 3.33 – Форма кривых напряжения ua6-x4 и тока ia6-x4 в обмотке возбуждения тягового трансформатора электровоза при работе типового ВУВ iв 900 Δiв Выпрямленный ток ВУВ iв, А Выпрямленное напряжение ВУВ uв, В 1050 750 600 450 300 uв 150 0 -150 -300 αв 0 γв 5 10 Время, мс 15 20 Рисунок 3.34 – Диаграммы электромагнитных процессов работы типового ВУВ: выпрямленное напряжение ВУВ (uв), выпрямленный ток ВУВ (iв) 93 Токи в плечах ВУВ iVSn, А 1000 iVS2 800 iVS2 iVS1 600 400 200 0 5 0 10 15 Время, мс 20 Рисунок 3.35 – Диаграммы токов плеч типового ВУВ с новым способом управления Переменный ток iа6-х4 в цепи обмотки возбуждения тягового трансформатора имеет в интервале угла регулирования αв значительную реактивную составляющую индуктивного характера при работе типового ВУВ (рисунок 3.33), что и является его основной причиной низкого значения коэффициента мощности. 800 600 400 200 0 -200 -400 -600 -800 -1000 250 Напряжение обмотки возбуждения тягового трансформатора uа6-а7, В Ток обмотки возбуждения тягового трансформатора iа6-х4, А 1000 200 150 100 uа6-a7 iа6-x4 50 0 -50 -100 -150 -200 -250 0 5 10 Время, мс 15 20 Рисунок 3.36 – Форма кривых напряжения ua6-a7 и тока ia6-x4 в обмотке возбуждения тягового трансформатора электровоза при работе предлагаемого ВУВ 94 iв Δiв Выпрямленный ток ВУВ iв, А Выпрямленное напряжение ВУВ uв, В 1050 900 750 600 450 300 uв 150 0 αвув -150 -300 5 0 20 15 10 Время, мс Рисунок 3.37 – Диаграммы электромагнитных процессов работы предлагаемого ВУВ: выпрямленное напряжение ВУВ (uв), выпрямленный ток ВУВ (iв) Токи в плечах ВУВ iVDn, А 1000 iVD5 iVT1 800 iVD5 iVT1 600 400 200 0 0 5 10 Время, мс 15 20 Рисунок 3.38 – Диаграммы токов плеч предлагаемого ВУВ с новым способом управления 95 Длительность работы плеч VS1, VS2 типового ВУВ (рисунок 3.35) для достижения одного и того же среднего тока возбуждения iв в 2 раза больше, относительно длительности работы транзистора VT1 предлагаемого ВУВ (рисунок 3.38). Объясняется это тем, что в момент закрытия VT1 открывается диодное плечо VD5 и через него разряжается накопленная в индуктивностях обмоток возбуждения ТЭД электромагнитная энергия, поддерживая тем самым ток возбуждения iв. Из рисунка 3.37 видно, что максимальные мгновенные значения тока возбуждения iв, при работе с предлагаемым ВУВ, находятся в области максимальных мгновенных значений напряжения uв. Полученные при математическом моделировании показатели работы типового и предлагаемого ВУВ на всем диапазоне регулирования представлены в таблице 3.1. По результатам таблицы 3.1 построена зависимость потребляемой мощности ВУВ от среднего тока возбуждения (рисунок 3.39). Видно, что потребляемая активная мощность типовым и предлагаемым ВУВ одинакова. Однако при работе типового ВУВ потребляется реактивная мощность индуктивного характера, превышающая активную в 3 раза и достигающая значения 90 кВАр (рисунок 3.39, а). При предлагаемом ВУВ, на всем интервале работы потребляется реактивная мощность, но уже емкостного характера (о котором говорит знак «минус»), в пределах 5-9 кВАр (рисунок 3.39, б). Рисунок 3.39 – Зависимости потребляемой мощности типового (а) и предлагаемого (б) ВУВ от тока возбуждения Таблица 3.1 – Результаты математического моделирования работы типового и предлагаемого ВУВ Работа типового ВУВ Работа предлагаемого ВУВ Uв, В Iв, А Кпо_Iв, отн.ед. Pвув, кВт Qвув, кВАр Kвув, отн.ед. αвув, эл.град. Iв, А Кпо_Iв, отн.ед. Pвув, кВт Qвув, кВАр Квув, отн.ед. 64 56,04 882,2 0,1111 49,44 91,16 0,4174 77,1 55,49 885,1 0,0616 49,11 -9,47 0,7082 67 48,73 773,4 0,1295 37,69 85,61 0,3724 71,3 49,05 775,6 0,0645 38,04 -9,5 0,6707 69 44,49 702 0,1444 31,23 80,77 0,3434 67,5 44,81 705,8 0,0664 31,63 -9,49 0,6451 71 40,33 632,1 0,162 25,49 75,41 0,3147 63,7 39,69 633,9 0,0684 25,16 -9,39 0,6173 74 33,23 516,9 0,2014 17,18 65,32 0,2706 57 32,9 519,5 0,0719 17,09 -8,44 0,5689 77 26,05 407,4 0,2586 10,62 54,47 0,2322 50,05 25,51 410 0,0758 10,46 -7,35 0,5172 80 18,82 291,6 0,3649 5,489 41,08 0,1979 42 0,0809 5,34 -5,42 0,4543 Uв, В 18,21 293,2 αв – угол открытия тиристоров типового ВУВ, эл.град.; αвув – длительность открытого состояния IGBT транзистора предлагаемого ВУВ, эл.град.; Uв, Iв – среднее значение напряжения (В) и тока (А) ВУВ соответственно; Кпо_Iв – коэффициент относительной пульсации тока возбуждения, отн.ед.; Pвув – потребляемая активная мощность ВУВ, кВт; Qвув – потребляемая реактивная мощность ВУВ, кВАр; Квув – коэффициент мощности ВУВ, отн.ед. 96 αв, эл.град. 97 Полученные на математической модели значения коэффициентов мощности ВУВ (рисунок 3.40, а) показывают, что при изменении тока возбуждения от 300 А до 900 А, коэффициент мощности предлагаемого ВУВ на 90 % превышает коэффициент типового. Коэффициент относительной пульсации тока возбуждения, при работе предлагаемого ВУВ, уменьшен в б) 0,8 пр Квув 0,6 0,4 тип Квув 0,2 0 300 400 500 700 600 Ток возбуждения Iв, А 800 900 Коэффициент относительной пульсации тока возбуждения Кпо_Iв, отн.ед. а) Коэффициент мощности ВУВ Квув, отн.ед. среднем на 65 % относительно типового ВУВ (рисунок 3.40, б). 0,4 0,3 тип Кпо_Iв 0,2 пр Кпо_Iв 0,1 0 300 400 500 700 600 Ток возбуждения Iв, А 800 900 Рисунок 3.40 – Зависимости коэффициента мощности ВУВ Квув (а) и коэффициента относительной пульсации тока возбуждения Кпо_Iвув (б) при работе типового и предлагаемого ВУВ от среднего тока возбуждения ТЭД Моделирование работы электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ Известно [93], что в режиме рекуперативного торможения электровоза тормозная сила имеет прямую зависимость от тока якоря. Поэтому целесообразно исследовать предлагаемый ВУВ при условии одинаковой тормозной силы, а следовательно, тока якоря, при одинаковых скоростях движения электровозов с типовым и предлагаемым ВУВ, путем регулирования тока возбуждения. Заданные параметры модели тяговой сети и электровоза в режиме рекуперативного торможения: - напряжение тяговой подстанции U1ТП = 27,5 кВ; - расстояние от тяговой подстанции rтп = 20 км; - зона регулирования – четвертая; - регулируемый угол открытия тиристоров плеч ВИП αр = 90 эл. град.; 98 - угол опережения открытия тиристоров плеч ВИП β = 45 эл. град.; - ток якоря Iятип = Iяпр = 830 A; - ток возбуждения Iвтип Iвпр 880 A. Для наглядного определения эффекта от предлагаемого ВУВ на рисунках 3.41-3.42 приведены на одной плоскости диаграммы выпрямленного напряжения uв и тока iв ВУВ. Видно, что максимальные мгновенные значения тока возбуждения, при работе с предлагаемым ВУВ, сдвинуты к началу полупериода. Это, в свою очередь, влияет на форму тока инвертора iu, а именно снижает его пульсацию (рисунок 3.43). В результате совместного действия от снижения пульсации тока инвертора и изменения формы выпрямленного напряжения и тока ВУВ изменяется форма тока в первичной обмотке тягового трансформатора i1 (рисунок 3.44). Происходит увеличение тока при выключении VT1 предлагаемого ВУВ в момент максимальных амплитудных значений сетевого напряжения. При работе с типовым ВУВ, наоборот, в это время происходит его включение и ток в первичной обмотке тягового трансформатора снижается, что несколько снижает коэффициент мощности Выпрямленное напряжение ВУВ uв, В электровоза. 300 200 uвтип uвпр 100 0 -100 -200 -300 0 5 10 Время, мс 15 20 Рисунок 3.41 – Диаграммы выпрямленного напряжения ВУВ электровоза при работе с типовым uвтип и предлагаемым uвпр ВУВ 99 Выпрямленный ток ВУВ iв, А 920 900 тип iвпр iв 880 860 840 820 800 0 5 20 15 10 Время, мс Рисунок 3.42 – Диаграммы выпрямленного тока ВУВ электровоза при работе с типовым iвтип и предлагаемым iвпр ВУВ Выпрямленный ток инвертора iu, А 1900 1800 1700 1600 iu 1500 1400 0 5 10 Время, мс тип 15 iuпр 20 Рисунок 3.43 – Диаграммы тока инвертора электровоза при работе с типовым iuтип и предлагаемым iuпр ВУВ Ток первичной обмотки тягового трансформатора i1, А 400 300 200 100 0 -100 -200 -300 -400 Сетевое напряжение первичной обмотки тягового трансформатора u1, кВ 100 40 30 20 i1тип u1 i1пр 10 0 -10 -20 -30 -40 5 0 15 10 Время, мс 20 Рисунок 3.44 – Диаграммы напряжения и токов в первичной обмотке тягового трансформатора электровоза в режиме рекуперативного торможения при работе с типовым i1тип и предлагаемым i1пр ВУВ На рисунках 3.45-3.48 приведены сравнительные диаграммы напряжения uв, u1 и токов iв, iu, i1 при работе электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ, но при токе возбуждения Iвтип Iвпр 300 A, при этом выполняется равенство Выпрямленное напряжение ВУВ uв, В скоростей движения и средних токов якорей. 300 200 uтип в uвпр 100 0 -100 -200 -300 0 5 10 Время, мс 15 20 Рисунок 3.45 – Диаграммы выпрямленного напряжения ВУВ электровоза при работе с типовым uвтип и предлагаемым uвпр ВУВ 101 Выпрямленный ток ВУВ iв, А 340 320 тип iвпр iв 300 280 260 240 220 5 0 10 Время, мс 15 20 Рисунок 3.46 – Диаграммы выпрямленного тока ВУВ электровоза при работе с типовым iвтип и предлагаемым iвпр ВУВ Выпрямленный ток инвертора iu, А 2000 1900 1800 1700 1600 id idпр тип 1500 1400 0 5 10 Время, мс 15 20 Рисунок 3.47 – Диаграммы тока инвертора электровоза при работе с типовым iuтип и предлагаемым iuпр ВУВ Результаты исследования энергетических показателей электровоза, работающего в режиме рекуперативного торможения, представлены в таблице 3.2. Ток первичной обмотки тягового трансформатора i1, А 400 300 200 100 0 -100 -200 -300 -400 Сетевое напряжение первичной обмотки тягового трансформатора u1, кВ 102 40 30 i1пр 20 i1тип u1 10 0 -10 -20 -30 -40 5 0 10 Время, мс 15 20 Рисунок 3.48 – Диаграммы напряжения и токов в первичной обмотке тягового трансформатора электровоза в режиме рекуперативного торможения при работе с типовым i1тип и предлагаемым i1пр ВУВ Таблица 3.2 – Результаты математического моделирования работы электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ V, км/ч Iя, А Кпо_Iя, отн.ед. Работа электровоза с предлагаемым ВУВ Kм, αвув, Кпо_Iя, Км, I , А Iя, А. отн.ед. эл.град. в отн.ед. отн.ед. Работа электровоза с типовым ВУВ αвув, I,А эл.град. в 42,08 64 882,2 833,3 0,2783 0,6249 77,1 885,1 48,04 67 773,4 834,2 0,2801 0,6268 71,3 775,6 52,94 69 702 834,3 0,2818 0,6279 67,5 705,8 842,3 0,2609 0,6529 58,65 71 632,1 829,1 0,2837 0,6288 63,7 633,9 829,2 0,2591 0,6537 71,91 74 516,9 836,3 0,2867 0,6308 57 519,5 842,3 0,2578 0,6546 91,29 77 407,4 836,5 0,293 0,6318 50,05 410 846,2 0,2563 0,6561 127,5 80 291,6 838,9 0,3025 0,6327 42 293,2 По данным таблицы 3.2 построены 834,1 0,2638 0,6502 835 842,8 зависимости 0,2627 0,6513 0,256 0,6567 коэффициента относительной пульсации тока якоря Кпо_Iя (рисунок 3.49) и коэффициента мощности электровоза Км (рисунок 3.50) от тока возбуждения при работе электровоза в режиме рекуперативного торможения. Коэффициент относительной пульсации тока якоря Кпо_Iя, отн.ед. 103 0,4 тип Кпо_Iя 0,3 пр Кпо_Iя 0,2 0,1 0 300 400 500 700 600 Ток возбуждения Iв, А 800 900 Рисунок 3.49 – Зависимость коэффициента относительной пульсации тока якоря от тока возбуждения электровоза в режиме рекуперативного торможения Коэффициент мощности Км, от.ед 0,7 пр Кмтип 0,6 Км 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 300 400 500 700 600 Ток возбуждения Iв, А 800 900 Рисунок 3.50 – Зависимость коэффициента мощности электровоза от тока возбуждения в режиме рекуперативного торможения Из полученных зависимостей видно, что электровоз в режиме рекуперативного торможения при работе с предлагаемым ВУВ, имеет в среднем на 4 % больший коэффициент мощности и на 8 % меньшую пульсацию тока якоря генератора, относительно работы с типовым ВУВ. 104 3.6 Исследование цепей защиты от коммутационных перенапряжений выпрямительной установки возбуждения электровоза на IGBT транзисторах Все силовые преобразовательные устройства должны быть надежно защищены от любых аварийных режимов. Одна из основных причин возникновения таких режимов связана с высокими скоростями изменения тока современных электронных ключей и наличием индуктивностей рассеяния в цепях коммутации. Конструкция преобразователя должна при всех условиях эксплуатации обеспечивать отсутствие опасных перенапряжений, способных вывести силовые управляемые ключи из строя. Следовательно, в предлагаемом ВУВ должны быть предусмотрены цепи защиты для снижения коммутационных перенапряжений. Коммутационные происходящими результате при выбросы вызываются переключении коммутационное силовых напряжение переходными ключей. суммируется процессами, Возникающее с в напряжением источника питания. Причиной возникновения переходных перенапряжений является прерывание больших токов с высокой скоростью в индуктивностях, находящихся в силовой цепи, а именно индуктивности нагрузки Lв и индуктивностей рассеяния силового трансформатора Lрас. В предлагаемом ВУВ индуктивность нагрузки параллельным диодом индуктивностей (обмотка [63]. рассеяния При возбуждения отключении трансформатора, ТЭД) IGBT, возникает зашунтирована из-за наличия импульсное перенапряжение. В результате напряжение на коллекторе IGBT транзистора возрастает на величину ΔV=Lрас×diC/dt относительно потенциала источника питания VDC, где diC/dt – скорость спада тока коллектора. Суммарное напряжение «коллектор – эмиттер» при этом равно VCE=VDC+ΔV и может превысить допустимое значение, а следовательно, вывести транзистор из строя [46]. Цепи защиты должны исключать выход параметров IGBT транзистора ВУВ за область безопасной работы (ОБР или SOA – Safe Operating Area) даже в аварийных режимах работы [44]. Ограничение до безопасных пределов 105 напряжения на силовых выводах (коллектор – эммитер) может достигаться применением снабберных цепей или регулировкой скорости переключения с помощью схемы управления затвором. Наиболее распространенным способом защиты электронных ключей от коммутационных перенапряжений является применение параллельных снабберных цепей. Основой таких цепей является конденсатор. Для снижения добротности паразитного колебательного контура последовательно с конденсатором устанавливается резистор. Известно, что характеристики паразитного контура, из-за наличия индуктивностей рассеяния, плохо поддаются расчету или моделированию, поэтому в процессе разработки необходимо корректировать параметры снабберной цепи на основании результатов экспериментальной проверки [46]. Главными критериями выбора параметров снабберной цепи являются минимальное значение перенапряжения и отсутствие опасных колебаний. Исследование защитных цепей ВУВ осуществлялось на математической модели электровоза переменного тока в пакете MatLab Simulink [63]. На рисунке 3.51 представлена схема ВУВ электровоза с индивидуальными снабберными RC цепями каждого элемента ВУВ. C1 R1 R3 C3 C T1 E VD1 VT1 VD3 ОВ ТЭД ~ UКС VD2 C2 R2 Рисунок 3.51 – Электрическая принципиальная схема ВУВ электровоза с индивидуальными снабберными RC цепями (С1=С2=С3=100 мкФ, R1=R2=5 Ом, R3=30 Ом) Из рисунка 3.52 видно, что отключение IGBT транзистора происходит в середине полупериода, в момент максимального амплитудного значения 106 напряжения трансформатора. Ток возбуждения, при котором осуществляется коммутация IGBT транзистора, равен 800 А (рисунок 3.52, б). В результате использования таких защитных цепей, напряжение коллектор-эмиттер IGBT транзистора VT1 в момент отключения возрастает вдвое относительно потенциала источника питания (рисунок 3.52, в). Из рисунка 3.52 г, д и е видно, что большая часть энергии индуктивностей рассеяния проходит через цепь C3R3, шунтирующую IGBT транзистор, обуславливающая возникновение импульсного тока более 400 А. а) u u ОВ б) ОВ i i i VD3 VD1 в) i VD2 VD3 u u CE CE г) i i R3 R3 д) i i R1 R1 е) i i R2 R2 Время, с Рисунок 3.52 – Диаграммы напряжений и токов при работе ВУВ с индивидуальными снабберными RC цепями: а) выпрямленное напряжение обмоток возбуждения uОВ; б) токи выпрямительных диодов VD1 iVD1, VD2 iVD2 и шунтирующего диода VD3 iVD3; в) напряжение коллектор-эмиттер IGBT транзистора VT1 uCE; г) ток в цепи C3-R3 iR3; д) ток в цепи C1-R1 iR1; е) ток в цепи C2-R2 iR2 Исследован способ ограничения выбросов напряжения за счет установки снабберной емкости непосредственно на выводы трансформатора параллельно его вторичным обмоткам (рисунок 3.53). Такой способ позволит зашунтировать 107 IGBT транзистор относительно нулевой точки выпрямителя и снизить ток через цепь C3-R3. VD1 T1 C1 C3 R3 C E VT1 R1 VD3 ОВ ТЭД ~ UКС C2 R2 VD2 Рисунок 3.53 – Электрическая принципиальная схема ВУВ электровоза со снабберными RC цепями параллельно обмоткам трансформатора (С1=С2=100 мкФ, С3=2 мкФ, R1=R2=1 Ом, R3=10 Ом) В результате такого способа включения защитных RC цепей, напряжение коллектор-эмиттер IGBT транзистора при отключении возрастает вдвое относительно потенциала источника питания (рисунок 3.54, в). Однако, импульсный ток через цепь C3-R3, шунтирующую IGBT транзистор, снизился до 50 А (рисунок 3.54, г). Но теперь большая часть энергии индуктивностей рассеяния проходит через цепи C1-R1, C2-R2 в соответствующий полупериод, обуславливая возникновение импульсного тока до 300 А (рисунок 3.54, д, е). Рассмотренные выше варианты использования снабберных RC цепей пригодны для практической реализации, однако необходимы специальные, мощные импульсные конденсаторы, которые имеют большие габаритные размеры. Разработан принципиально новый способ защиты от коммутационных перенапряжений, заключающийся в том, что большая часть энергии индуктивностей рассеяния при выключении IGBT транзистора отводится с его коллектора через дополнительные управляемые электронные ключи на вторичную обмотку дополнительного трансформатора (рисунок 3.55). Включение дополнительных электронных ключей VT2, VT3 осуществляется 108 поочередно, в зависимости от полупериода сетевого напряжения, в момент не позже выключения IGBT транзистора VT1, а выключение через некоторый промежуток времени, зависящий от длительности коммутационных перенапряжений. Энергия коммутационных перенапряжений гасится за счет направления возникающего тока противоположно ЭДС вторичной обмотки дополнительного трансформатора. В качестве электронных ключей используются IGBT транзисторы. а) u u ОВ б) ОВ i i i VD3 VD1 в) i VD2 VD3 u u CE CE г) i i i i R3 R3 д) R1 R1 е) i i R2 R2 Время, с Рисунок 3.54 – Диаграммы напряжений и токов при работе ВУВ со снабберными RC цепями параллельно обмоткам трансформатора: а) выпрямленное напряжение обмоток возбуждения uОВ; б) токи выпрямительных диодов VD1 iVD1, VD2 iVD2 и шунтирующего диода VD3 iVD3; в) напряжение коллектор-эмиттер IGBT транзистора VT1 uCE; г) ток в цепи C3-R3 iR3; д) ток в цепи C1-R1 iR1; е) ток в цепи C2-R2 iR2 109 VT3 VD5 T2 VT2 VD4 C1 C T1 R1 E VD1 VT1 VD3 ОВ ТЭД ~ UКС VD2 Рисунок 3.55 – Электрическая принципиальная схема ВУВ электровоза с дополнительным трансформатором (С1=2 мкФ, R1 =10 Ом) При использовании дополнительного трансформатора для защиты, напряжение коллектор-эмиттер IGBT транзистора при отключении возрастает до 700 В (рисунок 3.56, в). Но теперь импульсный ток через цепь C1-R1, шунтирующую IGBT транзистор, составляет 200 А (рисунок 3.56, г), а через электронные ключи VT2, VT3 отводится значительная часть энергии индуктивностей рассеяния (рисунок 3.56, д, е). Данный вариант защиты от коммутационных перенапряжений при переключениях IGBT транзистора показал свою практическую пригодность без использования специальных мощных импульсных конденсаторов. В настоящее время активно развивается способ снижения коммутационных перенапряжений, возникающих при переключениях IGBT транзистора, за счет регулировки скорости переключений с помощью схемы управления затвором [45]. Данный способ реализуется непосредственно в драйвере управления IGBT транзистора. 110 а) u u ОВ б) ОВ i i i VD3 VD1 i VD2 VD3 в) u u CE CE г) i i R1 R1 д) i i VТ2 VТ2 е) i i VТ3 VТ3 Время, с Рисунок 3.56 – Диаграммы напряжений и токов при работе ВУВ с дополнительным трансформатором: а) выпрямленное напряжение обмоток возбуждения uОВ; б) токи выпрямительных диодов VD1 iVD1, VD2 iVD2 и шунтирующего диода VD3 iVD3; в) напряжение коллектор-эмиттер IGBT транзистора VT1 uCE; г) ток в цепи C1-R1 iR1; д) ток в цепи VT2 iVT2; е) ток в цепи VT3 iVT3 Снижение уровня коммутационных перенапряжений, возникающих при прерывании тока, осуществляется с помощью режима плавного (SSD, STO) или двухуровнего отключения. В первом случае ограничение осуществляется благодаря снижению скорости выключения di/dt за счет увеличения номинала резистора затвора. Более современным решением, разработанным компанией SEMIKRON, является использование режима «интеллектуального отключения». Такой режим позволяет изменять скорость разряда емкостей затвора в процессе выключения IGBT. Принцип ее работы подробно поясняется в работе [45]. Алгоритм управления обеспечивает быстрое и безопасное запирание IGBT перенапряжений. при минимальном уровне динамических потерь и 111 На рисунке 3.57 представлена электрическая принципиальная схема ВУВ электровоза с увеличенным временем выключения IGBT транзистора toff = 100 мкс и RC цепочкой малой мощности для поглощения коммутационных перенапряжений. C1 C T1 R1 E VD1 ОВ ТЭД VT1 VD3 ~ UКС Время выключения IGBT транзистора VT1 toff = 100 мкс VD2 Рисунок 3.57 – Электрическая принципиальная схема ВУВ электровоза с временем выключения IGBT транзистора toff = 100 мкс (С1=2 мкФ, R1 =30 Ом) Согласно полученным в результате исследований диаграмм видно, что при снижении скорости переключений IGBT транзистора, выбросы напряжения коллектор-эмиттер снизились до минимума (рисунок 3.58, в). Следовательно, импульсные токи в момент переключения IGBT транзистора значительно сократились. а) 250 200 uОВ 150 uОВ 100 50 0 б) 800 iVD1 600 iVD2 iVD3 iVD3 400 200 0 в) 300 uCE uCE 200 100 0 0.98 0.982 0.984 0.986 0.988 0.99 Время, с 0.992 0.994 0.996 0.998 1 Рисунок 3.58 – Диаграммы напряжений и токов при работе ВУВ с временем выключения IGBT транзистора toff = 100 мкс: а) выпрямленное напряжение обмоток возбуждения uОВ; б) токи выпрямительных диодов VD1 iVD1, VD2 iVD2 и шунтирующего диода VD3 iVD3; в) напряжение коллектор-эмиттер IGBT транзистора VT1 uCE 112 Очевидно, что регулирование скорости переключения IGBT транзистора имеет в этом плане преимущества, поскольку позволяет решить задачу ограничения коммутационных одновременно, снизить выбросов энергию при потерь отключении выключения. тока Однако, и, при использовании IGBT транзисторов, увеличение времени переключений может привести к дисбалансу токов между параллельно включенными транзисторами. Поэтому практическая реализация данного способа имеет трудности, для решения которых необходимы опытные исследования. 3.7 Выводы по результатам математического моделирования 1. По результатам моделирования работы электровоза с предлагаемым ВУВ повышение коэффициента мощности составило в среднем 4% относительно работы электровоза с типовым ВУВ. 2. При работе предлагаемого ВУВ электровоза с новым способом управления коэффициент относительной пульсации тока возбуждения снижается в среднем на 65 % относительно типового ВУВ. Это значительно снижает пульсацию магнитного потока в остове двигателя, а следовательно, уменьшаются вихревые токи. 3. Снижение пульсации тока возбуждения при работе электровоза с предлагаемым ВУВ приводит к снижению коэффициента относительной пульсации тока якоря в среднем на 8 % относительно работы электровоза с типовым ВУВ. Уменьшение пульсации тока в обмотках двигателя приводит к улучшению условий коммутации в коллекторно-щеточном узле, снижению потерь мощности и меньшему нагреву его частей. 5. Исследованы цепи защиты от коммутационных перенапряжений IGBT транзистора ВУВ. Все рассмотренные способы доказали на математической модели способность снижать выбросы напряжения до безопасного уровня, характеризующегося классом транзистора. 113 4 ПРОВЕДЕНИЕ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ ПРЕДЛАГАЕМОГО РЕШЕНИЯ И ЕГО ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ОЦЕНКА Для подтверждения преимуществ работы электровоза с предлагаемым ВУВ и определения адекватности разработанной в среде MATLAB математической модели системы «тяговая подстанция – контактная сеть – электровоз» необходимы экспериментальные исследования на физической модели и эксплуатационные испытания на электровозе. 4.1 Разработка лабораторного стенда для исследования работы электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ Экспериментальные испытания ВУВ, разработанного на основе IGBT транзисторов с предлагаемым способом управления, проводились в ФГБОУ ВПО «Иркутский государственный университет путей сообщения» на кафедре «Электроподвижной состав». Для этого разработан лабораторный стенд для исследования работы электровоза в режимах тяги и рекуперативного торможения. Лабораторный стенд является физической моделью системы «тяговая подстанция – контактная сеть – электровоз». Параметры физической модели определялись через масштабные коэффициенты (коэффициенты подобия) в соответствии с методикой, предложенной С.А. Петровым [77]. Основными физическими параметрами, определяющими разработанной и характеризующими модели, являются: электромагнитные мощность процессы трансформатора в тяговой подстанции S1, напряжение холостого хода на выходе тяговой подстанции U1, ток в тяговой сети I1, индуктивность тяговой сети LКС, емкость тяговой сети CКС, активное сопротивление тяговой сети RКС, мощность тягового трансформатора электровоза S2, напряжение холостого хода вторичной обмотки трансформатора электровоза U2, ток вторичной обмотки трансформатора 114 электровоза I2, индуктивность цепи выпрямленного тока Ld, активное сопротивление сглаживающего реактора RS, активное сопротивление ТЭД Rd. Запишем выражения для масштабных коэффициентов, обозначив натурные параметры элементов индексом «H» (4.1) Определяющей величиной является время t. Отношение времени протекания электромагнитных процессов в физической модели и в реальной системе учитывается с помощью масштабного коэффициента времени . (4.2) Рассматриваемая система имеет три независимые основные физические величины, поэтому для определения всех масштабных коэффициентов необходимо задаться тремя коэффициентами подобия. Выбираем следующие коэффициенты: времени mt, напряжения на выходе тяговой подстанции mU1 и тока вторичной обмотки тягового трансформатора электровоза mI2. Так как частота сетевого напряжения, питающего лабораторный стенд, совпадает с частотой в контактной сети (fс = 50 Гц), то mt = 1. Напряжение в тяговой сети модели принимаем U1 = 220 В. Принимая напряжение в реальной тяговой сети U1Н = 27 кВ, получим масштабный коэффициент напряжения на выходе трансформатора тяговой подстанции mU1 = 27·103 / 220 = 122,7. Ток вторичной обмотки модели трансформатора электровоза выбираем равным I2 = 5 А. В качестве моделируемого электровоза выбран магистральный электровоз ВЛ80Р (одна секция). Ток вторичной обмотки тягового трансформатора реального электровоза I2 принимаем равным суммарному току ТЭД 115 I2 = IΣТЭД = nдв· Iдв.ном., где (4.3) nдв – количество ТЭД на секции электровоза ВЛ80Р, nдв = 4; Iдв.ном. – номинальный (продолжительный) ток ТЭД, Iдв.ном. = 820 А. С учетом этих данных масштабный коэффициент тока вторичной обмотки тягового трансформатора электровоза равен mI2 = 4 · 820 / 5 = 656. Остальные зависимые масштабные коэффициенты определяются по формулам (4.4) где KT – коэффициент трансформации трансформатора модели электровоза, принимаем KT = 2; KTH – коэффициент трансформации трансформатора реального электровоза, равен отношению действующего напряжения первичной обмотки трансформатора к напряжению его вторичной обмотки 116 KTH = U1Н / U2Н = 27000 / 1230 = 22. Подставив численные значения в формулы (4.4) получено: mU2 = 11,16; mI1 = 59,6; mLкс = 2,059; mLd = 0,017; mCкс = 0,486; mRкс = 2,059; mRS = 0,017; mRd = 0,017; mS1 = mS2 = 7312,92. Для физической модели при расчете параметров тяговой сети выбраны следующие данные: длина фидерной зоны 40 км при двухстороннем питании, максимальное удаление электровоза от подстанции – 20 км; погонная индуктивность тяговой сети Lкс = 0,86 мГн/км; погонное активное сопротивление тяговой сети Rкс = 0,133 Ом/км; погонная емкость тяговой сети Cкс = 20 нФ/км. Согласно полученных масштабных коэффициентов и параметров реальной системы определялись параметры элементов модели, которые приведены в таблице 4.1. Таблица 4.1 – Расчетные параметры модели Определяемый Реальная система Масштаб Модель Lкс, Гн 17,2·10-3 2,059 8,35·10-3 Rкс, Ом 2,66 2,059 1,29 Cкс, Ф 0,4·10-6 0,486 0,82·10-6 S1, ВА 40·106 7312,92 5469,8 Ld, Гн 0,0063 0,017 0,37 RS, Ом 0,0068 0,017 0,4 Rd, Ом 0,032 0,017 1,88 S2, ВА 4,78·106 7312,92 653,6 параметр В качестве модели однофазный трансформатора тяговой подстанции выбран трансформатор трансформации равным 1. мощностью 5,5 кВА с коэффициентом 117 Модель тягового трансформатора электровоза рассчитывалась согласно [11, 100]. При расчете трансформатора основными параметрами являются мощность S, напряжение на первичной обмотке U1 и напряжение на вторичной обмотке U2. Согласно рекомендациям [100], для трансформаторов мощностью выше 100 ВА, применяются броневые пластинчатые сердечники (Ш-образные). Значение площади поперечного сечения проводов обмоток рассчитывается по формуле мм2, где (4.5) – ток i-ой обмотки (первичной или вторичной), А; jср – среднее значение плотности тока в обмотках [11], А/мм2. Выбор марки провода определяется величиной рабочего напряжения обмотки. Так как напряжения обмоток до 500 В и максимальный ток около 5 А приняты провода марки ПЭВ-1 (допустимая температура нагрева 105 С). Поперечное сечение стержня сердечника трансформатора (по стали) Qст. расч. определяется по формуле Qст. расч. С где S1 10 2 ,см 2, f B м акс j ср (4.6) – отношение массы стали Gст к массе меди G м ; B м акс –магнитная индукция в стержне, Тл; C – постоянный коэффициент, для трансформаторов броневого типа может быть принят C = 0,7 [11]. Значение ЭДС одного витка определяется по формуле Eв 4,44 fBмакс Qст. расч. 104 . (4.7) Согласно полученного значения ЭДС одного витка, число витков в первичной и вторичной обмотках трансформатора определяется по формуле 118 . (4.8) Площадь окна сердечника F0 , необходимая для размещения всех обмоток трансформатора, определяется по формуле F0 где q1W1 q 2W2 , 100 k ок (4.9) q1 , q 2 – площади поперечного сечения проводов первичной и вторичной обмоток трансформатора соответственно, мм2; W1 , W2 – число витков первичной и вторичной обмоток трансформатора соответственно; k ок – коэффициент заполнения окна сердечника обмоткой. Полный радиальный размер катушки определяется по формуле aкат з hиз.ос 1 k мо hиз . мо 2 k мо hиз . мо k но hиз.н kв , где (4.10) з – зазор между гильзой (каркасом) и сердечником; hиз.ос – толщина гильзы (каркаса) с учетом дополнительной изоляции по- верх каркаса, мм; 1 , 2 – радиальные размеры первичной и вторичной обмоток соответст- венно, мм; . м о , hиз . м о – толщина междуобмоточной изоляции, мм; hиз k м о – коэффициент неплотности междуобмоточной изоляции; hиз.н – толщина наружной изоляции, мм; k но – коэффициент неплотности намотки наружной изоляции; k в – коэффициент выпучивания в радиальном направлении. На рисунке 4.1 приведена трансформатора и его общий вид. схема обмоток модели тягового 119 А1 а1 а) Х1 А1 б) 220 В 1 2 27,5 В 27,5 В 1 2 а1 55 В х1 Х1 х1 Рисунок 4.1 – Схема обмоток (а) и общий вид (б) модели тягового трансформатора Результаты расчета параметров модели тягового трансформатора электровоза приведены в таблице 4.2. Таблица 4.2 – Основные параметры модели тягового трансформатора Параметр Значение Мощность трансформатора S, ВА 700 Напряжение первичной обмотки U1, В 220 Напряжение секций вторичной обмотки (а1-1, 1-2, 2-х1) U2, В 27,5; 27,5; 55 Ток первичной обмотки I1, А 3,9 Ток вторичной обмотки I2, А 5 Число витков первичной обмотки, W1 188 Число витков вторичной обмотки, W2 104 Сечение провода первичной обмотки q1, мм2 2,5 Сечение провода вторичной обмотки q2, мм2 3 Полный радиальный размер катушки акат, мм 18,9 Тип пластины сердечника Ш-40 Масса трансформатора, кг 12,5 120 Для уточнения разработанной модели необходимо сравнить критерии подобия Пi системы (idem – одинаково для всех рассматриваемых процессов). При равенстве критериев подобия процессы в системах считаются подобными [12]. Для физической модели выделены три основных критерия подобия (4.11) Критерии подобия П1 и П2 относятся к контактной сети, а критерий подобия П3 к цепи выпрямленного тока. Так как масштаб времени равен единице, временем t в формулах (4.11) можно пренебречь. Согласно формулам (4.11) должны выполняться условия (4.12) Подставив численные значения в формулы (4.12), получим Разница в полученных значениях не превышает 2 %. Это свидетельствует о том, что требуемые параметры физической модели подобны параметрам системы «тяговая подстанция – контактная сеть – электровоз» [77]. 121 Принципиальная схема разработанного лабораторного стенда приведена на рисунке 4.2. Uпит Т/Р Контроллер машиниста Uсети тип 3 Uупр ВУВ Uупр ВИП БУВИП 9 Lкс1 Имитатор трансформатора тяговой подстанции Lкс2 а1 1 2 х1 Rкс2 Rкс1 Имитатор тягового трансформатора электровоза Cкс Rкс3 пр 2 Uупр ВУВ Uупр ВУВ Uупр ВИП Выпрямительно-инверторный преобразователь +ВИП сигн. R1 R3 а6 SA1 а7 R2 x4 СР SA1.1 SA1.2 SA1.3 SA1.4 Х1 1 тип Uупр ВУВ пр Uупр ВУВ 1 2 -ВИП сигн. UВИП ТЭД ОВ1 Х3 Панель ВУВ и ББР Х2 SA2 М1 Вспом. двигатель L 2 3 3 3 3 4 4 4 4 5 5 5 5 6 6 6 7 7 8 9 9 ОВ2 Х2 Панель 1 1 переключения Т/Р 2 2 1 8 М2 Х1 2 7 -ВИП 8 Т/Р Uсети 10 IВИП 10 9 10 ЛАТР +50 В БП Uсети Рисунок 4.2 – Принципиальная схема лабораторного стенда для исследования работы электровоза в режимах тяги и рекуперативного торможения Модель тяговой подстанции представлена имитатором трансформатора тяговой подстанции, а модель контактной сети схемой замещения с элементами Rкс1–Rкс3, Lкс1–Lкс2 и Cкс. Параметры элементов схемы замещения контактной сети приведены в п.п. 3.2. 122 Модель электровоза состоит из следующих элементов (рисунок 4.2): - имитатор тягового трансформатора электровоза; контроллер - машиниста КМ87, задающий режимы работы и регулирующий ток якоря и ток возбуждения; - ВИП, содержащий по одному тиристору Т353-800-32 в каждом плече; - блок управления БУВИП-133 с модернизированной кассетой БФУ-М, который по сигналам от контроллера машиниста формирует сигналы управления для ВИП Uупр.ВИП, типового ВУВ и предлагаемого ВУВ ; - панель ВУВ, на которой размещены модели типового и предлагаемого ВУВ и блок балластных резисторов; - имитатор ТЭД М1 с обмоткой возбуждения ОВ1; - вспомогательный двигатель М2 с обмоткой возбуждения ОВ2 для имитации нагрузки в режиме тяги и вращения ТЭД в режиме рекуперативного торможения; - панель переключения тяга/рекуперация предназначена для коммутации якорных обмоток и обмоток возбуждения двигателей М1 и М2 в зависимости от режима работы. Имитатор тягового трансформатора выполнен из двух трансформаторов, один из которых необходим для питания ВИП по выводам а1-1-2-х1, а второй для питания ВУВ по выводам а6-а7-х4 рисунок 4.2. Тумблеры SA1 и SA2 предназначены для переключения работы электровоза с типовым или предлагаемым ВУВ. Индуктивность L имитирует в режиме рекуперативного соединенных обмоток торможения возбуждения индуктивности ТЭД последовательно электровоза. В качестве сглаживающего реактора СР используется катушка индуктивности. Блок питания БП предназначен для питания реле панели переключения тяга/рекуперация. Сопротивления R1-R3 используются в качестве датчиков тока и напряжения для передачи на осциллограф диаграмм тока и 123 напряжения ВИП. Лабораторный автотрансформатор ЛАТР предназначен для питания вспомогательного двигателя М2. Электрическая схема панели ВУВ и ББР представлена на рисунке 4.3. Типовой ВУВ выполнен на тиристорных оптопарах VS1, VS2, питание на который поступает через входы 1, 2 разъема Х3. Импульсы управления подаются на входы 4, 5 разъема Х1. C1 Х1 1 SA1.2 2 SA1.1 3 Ключ тип SA2 C2 VD6 Ключ предлаг. SA2 VD7 4 5 Управл. VS2 6 Управл. общий тип 7 8 - Х3 R3 SA1.3 VS2 R4 SA1.4 2 3 4 РПШ 5 РПШ 6 R5 вспом. двиг. VD1 VD2 Эмиттер R1 10 Управл. VT2 ББР Эмиттер Управл. VT1 ББР 2 Управл. VT2 ББР 1 Затвор ББР ВУВ Затвор Управл. VT1 9 1 VD5 VS1 Управл. VS1 Х2 VT1 VT2 VD3 VD4 R2 + вспом. двиг. 7 8 питание вспом. двиг. 9 питание вспом. двиг. 10 Рисунок 4.3 – Электрическая схема панели ВУВ Предлагаемый ВУВ получает питание через входы 1, 2 разъема Х1 и 2 разъема Х2, далее на диодах VD6 и VD7 выполнен двухполупериодный выпрямитель со средней точкой. IGBT транзистор VT1 обеспечивает регулирование напряжения ВУВ. Управление VT1 осуществляется через входы 7, 8 разъема Х1 от БУВИП. Обратный диод VD5 поддерживает ток возбуждения в момент закрытого состояния транзистора VT1. Емкости С1, С2 предназначены для защиты транзистора VT1 от коммутационных 124 перенапряжений. Модель ББР представлена в виде двух сопротивлений R1 и R2. Такое решение обеспечивает возможность исследования на данном стенде шунтирования активного сопротивления ББР IGBT транзистором VT2. Сопротивление R5 является резистором постоянной шунтировки (РПШ) обмоток возбуждения ТЭД. Также на данной панели расположен диодный мост VD1–VD4 необходимый для выпрямления напряжения поступающего с лабораторного автотрансформатора (ЛАТР). Электрическая схема панели переключения тяга/рекуперация представлена на рисунке 4.4. Основными элементами данной панели являются реле К1–К3, получающие питание 50 В от блока питания БП. Для снижения напряжения до 24 В, необходимого для работы реле, используются резисторы R1–R3. В зависимости от сигнала с контроллера машиниста о режиме работы электровоза (тяга или рекуперация) реле имеют два состояния. При работе в режиме тяги реле остаются в отключенном состоянии, при этом замкнуты контакты К1.2, К1.4, К2.2, К2.4, К3.2, и К3.4. В результате обмотка якоря M1 и обмотка возбуждения ОВ1 ТЭД соединены последовательно по цепи –Ятэд-К1.2К1.4-+ОВтэд-–ОВтэд-К3.2-–ВИП, что соответствует режиму двигателя. Обмотка возбуждения ОВ2 вспомогательного двигателя при этом подключена к независимому источнику питания ЛАТР по цепи + ОВнагр-К2.4-+Uпит.нагр, а обмотка якоря M2 замкнута на резистор R4 по цепи +Янагр-К2.2-R4-К3.4-–Янагр. В результате вспомогательный двигатель работает в режиме генератора и является нагрузкой для ТЭД, вырабатываемая энергия которого гасится на резисторе R4. При работе в режиме рекуперативного торможения реле К1–К3 получают сигнал от контроллера машиниста и включаются, замыкая контакты К1.1, К1.3, К2.1, К2.3, К3.1, и К3.3 и размыкая К1.2, К1.4, К2.2, К2.4, К3.2, и К3.4. Обмотка возбуждения ОВ2 вспомогательного двигателя при этом подключается последовательно с обмоткой якоря M2 и получает питание от ЛАТР по цепи Uпит.нагр-К2.1-+Янагр-–Янагр-К3.3-К2.3-+ОВнагр. В результате M2 работает в режиме + 125 двигателя и обеспечивает вращение ТЭД. Обмотка якоря M1 соединяется последовательно с ББР по цепи – Ятэд-К1.1-+ББР и подключается к ВИП. Обмотка возбуждения ОВ1 соединяется последовательно с индуктивностью L по цепи +ВУВ-К3.1-–ОВтэд-+ОВтэд-К1.3-–ВУВ и получает питание от ВУВ. В итоге ТЭД имеет независимое возбуждение и работает в режиме генератора. Х1 К2.1 1 2 3 R4 -Я ТЭД +ББР 5 + ОВ ТЭД 6 + ВУВ К2.2 +Я нагр К3.4 -Я нагр 1 + 2 + К1.1 - ОВ ТЭД 4 Х2 К1.2 К2.3 К3.3 + ОВ нагр + 4 К1.4 + 3 + К2.4 + Uпит нагр + 5 К3.1 + 7 ВУВ 8 - ВИП 9 Т/Р 10 + 50 В К1.3 + К3.2 + К1 + К2 К3 R2 R1 R3 + Рисунок 4.4 – Электрическая схема панели переключения тяга / рекуперация На лабораторном стенде управление предлагаемым ВУВ осуществляется от БУВИП-133. Для этого был модернизирован блок фазового управления. Модернизированный блок фазового управления БФУ-М предназначен для преобразования напряжения управления ВИП, типового и предлагаемого ВУВ, поступающего с контроллера машиниста, в импульсы управления, фаза которых регулируется при изменении этого напряжения. Электрическая схема БФУ-М приведена на рисунке 4.5. C8 R10 R9 цепь X1 Uос. упр. a0, b0 U упр 0-36 В a9, b9 R3 DA2 1 2 12 9 4 +12В -12В +5В R4 Uос. возб. a8, b8 U упр. возб. 0-6 В a7, b7 R11 DD1 1 2 3 4 11 12 13 14 8 7 R5 R6 a1, b1 C6 R8 R1 5 6 +5В C1 15 42 41 40 C3 0 F1 R2 +12 В c5, c6 +12В +5 В c1, c2 +5В 26 27 +5В ZQ1 α оз+γ 32 33 a8, b8 +5В Uси a5, b5 C2 0 C4 C7 20 34 48 21 35 47 VREF CREF AVDD AGND RESET ALE PSEN EA SCLCK MOS/SO XTAL1 XTAL2 VDD VDD VDD GND GND GND CPU DAC0 DAC1 P0.0 P0.1 P0.2 P0.3 P0.4 P0.5 P0.6 P0.7 P2.0 P2.1 P2.2 P2.3 P2.4 P2.5 P2.6 P2.7 P3.0 P3.1 P3.2 P3.3 P3.4 P3.5 P3.6 P3.7 9 10 43 44 45 46 49 50 51 52 28 29 30 31 36 37 38 39 16 17 18 19 22 23 24 25 R21 R19 цепь U вых c7, c8 - 12 В a0, b0 0 a2, b2 Uαр1 a3, b3 Uαр2 a4, b4 Uαр3 VT4 +5В R16 R12 a7, b7 Uαр4 a6, b6 Uα возб a8, b8 Uα вув1 a9, b9 Uα вув2 +5В VT2 R22 R20 DD3.1 VT5 +5В 1 R17 R23 2 DD3.2 R13 3 VT3 4 DD3.3 +5В DD2 1 C9 3 4 C10 +5В R14 RXD1 TXD1 R18 6 11 10 12 9 C1+ U+ U- 2 6 T1IN T2IN 6 DD3.4 9 С1С2+ С2- 5 C11 0 T1OUT T2OUT 7 R1IN 13 R2IN X3 цепь 10 07 RXD1 DD3.6 08 TXD1 DD3.5 11 14 13 8 R1OUT R2OUT UCC 16 GND 15 R24 8 C12 +5В C13 Рисунок 4.5 – Электрическая схема модернизированного блока фазового управления БФУ-М 12 09 0 126 DA1 AIN0 AIN1 AIN2 AIN3 AIN4 AIN5 AIN6 AIN7 0 +5В VT1 P1 Корпус - 12 В R15 C5 R7 X2 a5, b5 127 Блок БФУ-М содержит следующие основные элементы: - разъем Х1 – для ввода сигналов с контроллера машиниста через блок питания БП-542 и с блока противокомпаундирования БПК-540; - разъем Х2 – для передачи сигналов на блок перевода нагрузки БПН-061 и блок распределительного устройства БРУ-552; - разъем Х3 – для подключения к COM-порту ПК; - DD1 – микроконтроллер ADuC842BS с системой команд INTEL 8051, включает в свой состав АЦП и ЦАП, осуществляет обработку входных и формирование выходных сигналов блока БФУ-М; - DD2 – микросхема FT232RL, формирует сигналы интерфейса RS-232 для программирования микроконтроллера DD1; - DD3 – микросхема КФ1564ТЛ2, выступает в роли выходного буферного усилителя для управления предлагаемым ВУВ; - DA1 – микросхема TL431, является источником опорного напряжения В для работы АЦП; - DA2 – операционный усилитель OP27(FG), для усиления пилообразного напряжения, формируемого ЦАП; - ZQ1 – кварцевый резонатор РК168 32768 Гц, совместно с генератором микроконтроллера создает генератор с частотой 32768 Гц. Данная частота в дальнейшем умножается схемой фазовой автоподстройки микроконтроллера (PLL). Работа БФУ-М заключается в следующем: с сельсинов контроллера машиниста на разъем Х1 поступают сигналы Uупр. (0...36 В) для управления ВИП, Uупр.возб. (0...6 В) для управления ВУВ и далее через фильтры низкой частоты, выполненные на элементах R3-R8, C5-C6, подаются на входы АЦП микроконтроллера DD1. Также в DD1 поступают сигналы напряжения синхронизации Uси и опорного напряжения 2,5 В. Программой, записанной в микроконтроллере DD1, формируются импульсы управления ВИП и типового 128 ВУВ, а далее передаются через усилители, выполненные на транзисторных ключах VT1-VT5, в блок перевода нагрузки через разъем Х2 (сигналы Uαр1-Uαр4, Uαвозб.). На выходе ЦАП микроконтроллера DD1 формируется пилообразный сигнал, который усиливается на операционном усилителе DA2 Uвых и подается в блок регулирования угла запаса (БРУЗ-089 БУВИП-133). Импульсы управления предлагаемого ВУВ Uαвув1, Uαвув2 подаются с вывода Р0.6 микроконтроллера DD1 через выходной буферный усилитель DD3. Программирование микроконтроллера DD1 происходит путем подключения ПК к разъему Х3 и через микросхему DD2 формируются сигналы интерфейса RS-232. Алгоритм работы БФУ-М для управления предлагаемым ВУВ приведен на рисунке 4.6. В блоке 1 данные от датчика напряжения преобразуются в цифровой вид. В блоке 2 эти данные анализируются и определяется переход сетевого напряжения через ноль. В блоке 3 процессор получает информацию о положении рукоятки возбуждения пульта машиниста. В блоке 4 осуществляется включение IGBT транзистора ВУВ. В блоке 6 производится сравнение фактического тока возбуждения IВУВ с заданным Iзад. Если IВУВ Iзад, то выполняется переход в блок 7 и IGBT транзистор выключается. После этого осуществляется переход на ожидание нового цикла перехода сетевого напряжения через ноль. Если IВУВ Iзад, то проводится еще одна проверка в блоке 6 на окончание полупериода напряжения сети. Если полупериод закончился, то происходит переход к блоку 7, если нет, то возвращается в блок 5 до выполнения условия IВУВ Iзад. На основе рассчитанных данных (таблица 4.1) и разработанной принципиальной схеме лабораторного стенда (рисунок 4.2) изготовлены элементы физической модели, общий вид которой представлен на рисунке 4.7. На рисунке 4.8 тяга/рекуперация. представлена панель ВУВ и панель переключения 129 Начало 1 Получение данных от датчика 2 Есть переход через 0 Нет Да 3 Получение данных от контроллера машиниста 4 Включение IGBT Нет 5 IВУВ=Iзад Да Нет 6 полупериод напряжения сети закончился Да 7 IGBT Выключение Рисунок 4.6 – Алгоритм работы БФУ-М для управления предлагаемым ВУВ Рисунок 4.7 – Лабораторный стенд для исследования работы электровоза в режимах тяги и рекуперативного торможения в лаборатории «Системы управления ЭПС» ИрГУПС 130 а) Рисунок б) 4.8 – Панель ВУВ (а) и панель переключения тяга/рекуперация (б) На рисунке 4.9 представлена модернизированная кассета БФУ-М, на рисунке 4.10 – механически соединенные тяговый и вспомогательный двигатели лабораторного стенда. Рисунок 4.9 – Модернизированная кассета БФУ-М блока управления БУВИП-133 для лабораторного стенда 131 Рисунок 4.10 – Тяговый и вспомогательный двигатели лабораторного стенда 4.2 Результаты исследования работы электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ на лабораторного стенде Основной целью лабораторных исследований являлось определение работоспособности предлагаемого ВУВ, проработка нового способа его управления и сравнение энергетических параметров электровоза относительно работы с типовым ВУВ. Исследовалась цепь первичной обмотки трансформатора, цепь выпрямленного тока якоря и возбуждения. Проводилась корректировка и настройка программного обеспечения для управления предлагаемого ВУВ. Для учета активной и реактивной электроэнергии прямого и обратного направления в первичной обмотке модели тягового трансформатора и определения коэффициента мощности электровоза использовался счетчик СЭТ-1М. Для исследования электромагнитных процессов использовался широкополосный четырехканальный цифровой осциллограф Tektronix TDS 2024C. Условием лабораторных исследований было то, что рекуперативное торможение начиналось с одинаковой скорости при работе с типовым и предлагаемым ВУВ, и при одинаковом положении главного переключателя контроллера машиниста. Начальная скорость входа в режим рекуперативного 132 торможения лабораторного макета электровоза составляла 150 км/ч. Напряжение сельсина главного переключателя 27 В, что соответствует 1,3 зоны регулирования инвертора. Путем вращения рукоятки возбуждения задавался ток возбуждения по амперметру от 0,2 до 0,45 А. На рисунке 4.11 приведены электромагнитные диаграммы напряжения и тока сети, напряжения инвертора, тока якоря, напряжения и тока ВУВ, полученные на лабораторном стенде при работе электровоза с типовым ВУВ. Видно, что мгновенные максимальные значения тока ВУВ значительно смещены относительно мгновенных максимальных значений напряжения ВУВ. Присутствует отрицательное выпрямленное напряжение ВУВ, что существенно влияет на величину пульсации тока ВУВ. Напряжение сети Ток ВУВ Напряжение ВУВ Ток сети Напряжение сети Ток якоря Напряжение инвертора Рисунок 4.11 – Осциллограммы, полученные в ходе проведения лабораторных исследований при работе электровоза с типовым ВУВ На рисунке 4.12 приведены электромагнитные диаграммы напряжения и тока сети, напряжения инвертора, тока якоря, напряжения и тока ВУВ, 133 полученные на лабораторном стенде при работе электровоза с предлагаемым ВУВ, работа которого подробно описана в п.2.3. В данном случае максимальное значение тока ВУВ совпадает с максимальным значением его напряжения. Намного меньше времени в полупериоде работают плечи предлагаемого ВУВ относительно типового (рисунок 4.11). Отсутствует отрицательное выпрямленное напряжение ВУВ, в результате чего снижена величина пульсации тока ВУВ. Напряжение сети Ток ВУВ Напряжение ВУВ Ток сети Напряжение сети Ток якоря Напряжение инвертора Рисунок 4.12 – Осциллограммы, полученные в ходе проведения лабораторных исследований при работе электровоза с предлагаемым ВУВ Лабораторные исследования производились при различном значении тока ВУВ. На рисунке 4.13 приведены осциллограммы и соответствующие значения коэффициента мощности модели электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ при токе ВУВ равном 0,4 А. 134 а) б) Рисунок 4.13 – Осциллограммы и коэффициент мощности модели электровоза с типовым (а) и предлагаемым (б) ВУВ при токе ВУВ равном 0,4 А. Результаты исследования работы электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ приведены в таблице 4.3. Таблица – 4.3 Результаты физического моделирования работы электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ на лабораторном стенде Ток ВУВ, А Напряжение ВУВ, В Скорость электровоза, км/ч Ток якоря, А Ток сети, А Коэффициент мощности, отн.ед. Работа электровоза с типовым ВУВ 0,2 19,2 108 0,19 0,815 0,45 0,3 28 96 0,22 0,945 0,48 0,4 35 90 0,23 0,96 0,482 Работа электровоза с предлагаемым ВУВ 0,2 19 106 0,21 0,941 0,471 0,3 28 94 0,23 1,068 0,51 0,4 35 87 0,24 1,098 0,537 135 По данным таблицы 4.3 построена зависимость коэффициента мощности модели электровоза от тока возбуждения при работе с типовым и предлагаемым ВУВ (рисунок 4.14). Повышение коэффициента мощности электровоза с предлагаемым ВУВ составило в среднем 5 %, а снижение коэффициента относительной пульсации тока возбуждения на 68 % относительно работы с типовым ВУВ. Коэффициент мощности Км, от.ед 0,6 пр Км 0,5 тип Км 0,4 0,3 0,2 0,1 0 0,15 0,2 0,25 0,35 0,3 Ток возбуждения Iв, А 0,4 0,45 Рисунок 4.14 – Зависимость коэффициента мощности модели электровоза от тока возбуждения Полученные результаты лабораторного исследования сопоставимы с результатами математического моделирования, представленными в третьей главе диссертационной работы. Данный факт подтверждает способность предлагаемого ВУВ повысить энергетические показатели электровозов переменного тока в режиме рекуперативного торможения. Анализируя полученные на лабораторном стенде электромагнитные процессы и сравнивая их с процессами, протекающими на электровозе (рисунок 2.6), можно сделать вывод об удовлетворительной сходимости и адекватности лабораторного стенда. 136 4.3 Проверка сходимости и адекватности уточненной математической модели с результатами эксплуатационных испытаний электровоза ВЛ80Р Эксплуатационные испытания электровоза ВЛ80Р №1829, оборудованного предлагаемым ВУВ, проводились на участке Андриановская – Слюдянка ВСЖД – филиала ОАО «РЖД» (Протокол эксплуатационных испытаний электровоза ВЛ80Р № 1829 с новой выпрямительной установкой возбуждения ВУВ-М и блоком управления БУ ВУВ-М по Договору ИрГУПС с ОАО «РЖД» №184 от 01.04.2014 г.). Испытания проводились с 10 по 20 ноября 2014 года. Модернизация силовой цепи электровоза заключалась в демонтаже типового ВУВ-758 [103] и установке предлагаемого ВУВ (рисунок 4.15), а также в установке блока его управления. Для проведения сравнительных эксплуатационных испытаний работы электровоза ВЛ80Р № 1829 в одном конструктиве был собран тиристорный (типовой) ВУВ и транзисторный (предлагаемый) ВУВ. Испытания электровоза осуществлялись либо с типовым, либо с предлагаемым ВУВ. Из-за схемного решения цепи возбуждения электровоза ВЛ80Р (плечи типового ВУВ расположены на разных секциях электровоза) при установке предлагемого ВУВ добавлена дополнительная силовая шина для соединения обратного диода с выводом а7 обмотки возбуждения тягового трансформатора, а для сохранения защитных функций цепи возбуждения добавлен кабель межсекционного соединения для подключения контактора 46, расположенного на второй секции электровоза (рисунок 4.16). Типовой ВУВ состоит из двух тиристорных плеч (в каждом плече по 2 тиристора типа Т853-800-28). Предлагаемый ВУВ состоит из двух IGBT транзисторов типа IXYS T1200TB25A и четырех диодов типа ДЛ-153-1600-34 с радиаторами охлаждения (2 диода для выпрямления напряжения возбуждения и 2 обратных диода для поддержания тока возбуждения во время закрытого состояния IGBT транзистора). 137 а) б) Рисунок 4.15 – Типовой ВУВ-758 (а) и предлагаемый ВУВ (б) Для проведения измерений и обработки данных использовался вагонлаборатория № 088-72095 Красноярской железной дороги – филиала ОАО «РЖД», оборудованный аттестованным измерительно-вычислительным комплексом (ИВК), соответствующим требованиям ГОСТ 26.203. Для измерения тока протекающего по обмоткам тяговых двигателей в силовую схему электровоза установлены 8 датчиков типа LEM LT1000TI/SP58, 7 из которых DT1-DT3 и DT5-DT8 включены в разрыв якорной обмотки 1-3 и 5-8 ТЭД, а один DT4 включен в разрыв обмотки возбуждения 4 ТЭД (рисунок 4.16). Для измерения напряжения на каждой группе тяговых двигателей электровоза на плюсовую и минусовую шины ВИП подключены датчики напряжения DU1-DU4 типа LEM LV100/SP 51 с сопротивлением в первичной цепи 200 кОм. Для измерения напряжения возбуждения в режиме рекуперативного торможения на выходе ВУВ подключен датчик напряжения DU6 типа LEM LV100/SP 51 с сопротивлением в первичной цепи 18 кОм (рисунок 4.16). 57 83 вкл. 3 БП 1 46 РМТ С38 99 5 А 0 В144 В77 КК К К КК ОД4 3 1 Б В149 47 92 63 63 64 64 50 А а6 65 а7 В147 9 В145 63 В149 ИШ1 ОД1 В83 49 В81 КК В81 63 В33 В93 В43 В45 С81 С82 49 ДкТ1 43 55 В67 С83 С84 R5 ДкТ2 LEM LT1000 DT2 В65 11 R7 В13 7 49 ОД2 63 В111 В109 63 В107 49 В123 С59 35 В115 В113 КК К х1 23 27 R2 49 8 В117 71 В119 73 Р1 ИШ2 Р2 75 В67 19 Д 7 В49 31 В45 81 В37 РТ5 13 В27 Р0 Р3 С57 ЯЯ M2 49 52 Я 410 к 400 к Измерительной системе 6 С55 33 С53 PT3 2 РЗЮ А R21 15 211 В129 DU1 В63 Б РВ R5 PT1 е 29 ВИП61 В47 Б С 5 3 4 1 к Измерительной системе 49 В73 В99 2 LEM LT1000 DT1 а1 В97 Р3Р0 В75 89 49 К ЯЯ М1 Я 51 А 1 R1 93 А 92 47 25 21 РТВ 1 46 х4 РТВ 2 Р1 Р2 67 69 В84 99 к Измерительной системе L EM LV10 0 DU6 А ВУВ-М 2 В141 С61 А В69 к С2 3 В108 106 В68 В122 R27 ИШ3 В120 В135 68 Р1 Р2 Р3 Р0 R3 78 50 ОД3 В114 КК К 8 В14 В136 86 С85 В137 В138 R5 С86 В68 В139 В8 У 3 С87 77 С88 R5 ДкТ4 2 С10 54 1 А 82 Я ~380B R4 С6 В90 74 76 DT4 к Измерительной системе 72 СЭТ-1М ИШ4 LEM LT1000 Р1 Р2 С7 17 В9 18 Р0 Р3 26 22 50 В86 В84 КК К 50 В74 M2 50 ОД4 64 В82 В80 64 Х С22 А x2 ЯЯ В98 50 В94 В64 3 Б РТ2 В34 91 А V 80 РЗЮ 44 R10 В95 В70 4 ВИП62 е 88 А + В 50 ДкТ3 16 С 5 В48 30 В44 РТ4 В26 R21 79 56 4 В130 Б РВ 212 В124 50 В116 64 В112 В110 64 50 В106 DU2 В6 6 6 34 С56 С54 12 к Измерительной системе LEM LT1000 DT3 В104 90 R8 к 400 410 53 М1 Я 36 С60 ЯЯ 20 Д 7 14 С58 РТ6 В38 a2 В79 В50 32 В46 В28 94 А В78 2 секция 8 28 24 70 R28 66 к Измерительной системе DU5 к С1 Х В36 Рисунок 4.16 – Модернизированная силовая схема электровоза переменного тока ВЛ80Р № 1829 4 2 В151 С10 В7 С65 В1 На секцию 2 6 ТТ В21 В39 В11 В4 С63 Ж С64 В2 10 В148 С68 2 В141 В147 Цепи возбуждения тяговых двигателей 2-й секции В148 В86 В142 В143 В144 5` В87 В71 В23 В41 LEM LV100 С66 НС к БИ В24 В42 4` В118 С62 В102 В25 к БИ LEM LV100 С67 В101 В103 С4 ДП к БИ С5 4 к БИ В72 В22 В40 В96 LEM LV100 В88 1 DT9 3 1 5 2 Wh 4 6 к Измерительной системе Wh 6 4 2 5 Wh 1 3 385 7 9 2 5 8 10 1 3 4 6 6 4 2 5 1 3 383 384 3 1 5 2 4 6 к Измерительной системе LEM LT1000 138 139 Для измерения тока в первичной обмотке тягового трансформатора в разрыв провода B9 подключен датчик тока DT9 типа LEM LT1000-TI/SP58 (рисунок 4.16). Для регистрации уровня напряжения в контактной сети к проводам С1, С2 подключен датчик DU5 типа LEM LV100/SP 51 с сопротивлением первичной цепи 39 кОм. Определение полной, активной и реактивной мощностей электровоза осуществляется методом прямых измерений с помощью статического, однофазного, многофункционального счетчика активной и реактивной электрической энергии переменного тока СЭТ-1М.01. Установленное на электровозе ВЛ80Р №1829 измерительное оборудование приведено на рисунках 4.17-4.18. Рисунок 4.17 – Установленные датчики тока LT1000 в цепи обмотки якоря ТЭД (1-3, 5-8) Рисунок 4.18 – Установленные датчик тока LT1000 в цепи обмотки возбуждения ТЭД (4) и датчик напряжения ВИП LV100 140 В ходе испытаний было выполнено восемь опытных поездок (4 с типовым и 4 с предлагемым ВУВ). Из них для сравнения выбраны две наиболее близкие по режиму ведения поезда и уровню напряжения в контактной сети. Для этих поездок представлены активные, реактивные и полные мощности, коэффициенты мощности секции электровоза, зафиксированные счетчиком СЭТ-1М при работе с типовым ВУВ (рисунки 4.19) и с предлагаемым ВУВ нв 4000 0,8 S 3000 17 Км ,0 0,6 Q %о P 2000 0,4 17 , 4 1000 %о 0,2 Профиль пути 0 Коэффициент мощности электровоза Км, отн.ед. 1 5000 0 50 % 4.19 – 50 50% % 50% 50% Рисунок 5280 50 % 50 50% % Ангасолка 5285 Активные, 5290 5300 Расстояние, км реактивные, 5310 Слюдянка II 5306 полные 50 50% % 50% 5270 Андриановская 5273/3 50 % Активная Р, кВт, реактивная Q, кВАр и полная S, кВА мощности секции электровоза (рисунки 4.20). мощности и коэффициенты мощности секции электровоза при следовании 17.11.14 г. на участке 5270-5310 км в режиме рекуперативного торможения с типовым ВУВ (поезд №2844) Полученные значения коэффициентов мощности строятся в одних координатных осях в зависимости от активной мощности (рисунок 4.21). Среднее значение коэффициента мощности при работе электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ в режиме рекуперативного торможения, составило 0,572 и 0,607 соответственно, что в процентном отношении составило 6 %. нв 4000 S 17 3000 0,8 Q ,0 % 0,6 Км о P 2000 0,4 17,4 1000 %о 0,2 Профиль пути 0 Коэффициент мощности электровоза Км, отн.ед. 1 5000 0 50 % 4.20 – 50 50% % 50% 50% Рисунок 50 % 5280 50 50% % Ангасолка 5285 Активные, 5290 5300 Расстояние, км реактивные, 5310 Слюдянка II 5306 50 50% % 50% 5270 Андриановская 5273/3 50 % Активная Р, кВт, реактивная Q, кВАр и полная S, кВА мощности секции электровоза 141 полные мощности и коэффициенты мощности секции электровоза при следовании 14.11.14 г. на участке 5270-5310 км в режиме рекуперативного торможения с предлагаемым ВУВ (поезд №2130) Коэффициент мощности Км, отн.ед. 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 0 500 1000 1500 2000 Активная мощность секции электровоза Р, кВт При работе с типовым ВУВ 2500 3000 При работе с предлагаемым ВУВ Рисунок 4.21 – Коэффициенты мощности опытного электровоза ВЛ80Р №1829 с типовым и предлагаемым ВУВ в режиме рекуперативного торможения на участке 5286 – 5296 км 142 При проведении математического моделирования среднее значение коэффициента мощности при типовом и предлагаемом ВУВ, составило 0,625 и 0,653, соответственно. Отличие от экспериментальных значений объясняется тем, что при проведении математического моделирования не учитывалось влияние работы других электровозов на данном участке фидерной зоны, которые оказывают влияние на работу опытного электровоза, в том числе и на его энергетические показатели. Расхождение между экспериментальными и расчетными данными составляет: значение КМ при типовом ВУВ КМ 0,625 0,572 100 % 9,26 % , 0,572 значение КМ при предлагаемом способе управления КМ 0,653 0,607 100 % 7,58 % . 0,607 Полученная погрешность показывает удовлетворительную сходимость результатов. Мгновенные значения электромагнитных процессов работы электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ. С целью качественной оценки работы предлагаемого ВУВ относительно типового производился анализ электромагнитных процессов в расчете на один период (Т = 0,02 сек.). Приведены электромагнитные процессы напряжения и тока первичной обмотки тягового трансформатора электровоза, напряжения инвертора и тока якоря, напряжения и тока цепи возбуждения для типового ВУВ (рисунки 4.22-4.24) и для предлагаемого ВУВ (рисунки 4.25-4.27) , полученные при эксплуатационных испытаниях. 240 40 180 30 120 60 0 -60 -120 -180 Напряжение первичной обмотки тягового трансформатора u1, кВ Ток первичной обмотки тягового трансформатора i1, А 143 i1 10 0 -10 -20 -30 -40 -240 u1 20 5 0 10 Время, мс 15 20 Рисунок 4.22 – Форма кривых напряжения в контактной сети и тока в первичной обмотке тягового трансформатора электровоза при работе типового ВУВ 1200 Выпрямленный ток якоря iя, А Напряжение инвертора uu, В iя 600 0 γ -500 δ β uu -1000 -1500 -2000 αр 0 γр 5 10 Время, мс 15 20 Рисунок 4.23 – Диаграммы напряжения инвертора и тока якоря при работе электровоза с типовым ВУВ 144 Выпрямленный ток ВУВ iв, А Выпрямленное напряжение ВУВ uв, В 1050 iв Δiв 900 750 600 450 uв 300 150 0 -150 -300 γв αв 5 0 10 Время, мс 20 15 Рисунок 4.24 – Диаграммы электромагнитных процессов работы типового 240 40 180 30 120 60 0 -60 -120 -180 -240 Напряжение первичной обмотки тягового трансформатора u1, кВ Ток первичной обмотки тягового трансформатора i1, А ВУВ при токе возбуждения 850 А u1 i1 20 10 0 -10 -20 -30 -40 5 0 10 Время, мс 20 15 Рисунок 4.25 – Форма кривых напряжения в контактной сети и тока в первичной обмотке предлагаемого ВУВ тягового трансформатора электровоза при работе 145 Выпрямленный ток якоря iя, А Напряжение инвертора uu, В 1200 iя 600 0 γ δ β -500 uu -1000 -1500 -2000 αр γр 5 0 20 15 10 Время, мс Рисунок 4.26 – Диаграммы напряжения инвертора и тока якоря при работе электровоза с предлагаемым ВУВ iв Δiв Выпрямленный ток ВУВ iв, А Выпрямленное напряжение ВУВ uв, В 1050 900 750 600 450 300 uв 150 0 αвув -150 -300 0 5 10 Время, мс 15 20 Рисунок 4.27 – Диаграммы электромагнитных процессов работы предлагаемого ВУВ при токе возбуждения 850 А Для наглядного представления величины пульсации тока возбуждения, при работе типового и предлагаемого ВУВ, на рисунках 4.28 и 4.29 приведены 146 диаграммы электромагнитных процессов цепи возбуждения при среднем токе возбуждения 300 А. 1050 320 280 240 200 160 120 80 40 0 iв 900 Δiв Выпрямленное напряжение ВУВ uв, В Выпрямленный ток ВУВ iв, А 360 750 600 450 300 uв 150 0 -150 -300 αв γв 5 0 10 Время, мс 15 20 Рисунок 4.28 – Диаграммы электромагнитных процессов работы типового ВУВ при токе возбуждения 300 А 280 240 200 160 120 80 40 0 Δiв 320 1050 Выпрямленное напряжение ВУВ uв, В Выпрямленный ток ВУВ iв, А 360 iв 900 750 600 450 300 uв 150 0 αвув -150 -300 0 5 10 Время, мс 15 20 Рисунок 4.29 – Диаграммы электромагнитных процессов работы предлагаемого ВУВ при токе возбуждения 300 А На основании осциллограмм напряжения (uв) и тока (iв) в цепи обмотки возбуждения ТЭД, зафиксированных с помощью четырехканального цифрового 147 осциллографа Tektronix TDS 2024C при различных токах возбуждения, произведен расчет коэффициента относительной пульсации тока возбуждения. Результаты расчета приведены в таблице 4.4. Таблица 4.4 – Пульсация тока возбуждения Коэффициент относительной пульсации тока возбуждения Типовой ВУВ Предлагаемый ВУВ Средний ток возбуждения, А Кпо, % Кпо, % 850 11,059 7,647 750 13,333 7,733 600 12,167 6,5 500 15,6 5,0 400 18,75 4,25 300 21,333 5,667 200 28,5 8,0 100 52,0 11,0 По результатам таблицы 4.4 построена зависимость коэффициента относительной пульсации тока возбуждения от среднего значения тока Коэффициент относительной пульсации тока возбуждения Кпо, % возбуждения (рисунок 4.30). 55 50 45 40 35 30 25 20 15 10 5 0 0 100 200 300 400 500 600 Средний ток возбуждения, А Типовой ВУВ 700 800 900 Предлагаемый ВУВ Рисунок 4.30 – Зависимость коэффициента относительной пульсации тока возбуждения от среднего значения тока возбуждения, полученная при эксплуатационных испытаниях 148 По результатам эксплуатационных испытаний электровоза ВЛ80Р №1829 получено, что коэффициент относительной пульсации тока возбуждения, при работе с предлагаемым ВУВ, уменьшен в среднем на 67,7 % относительно работы с типовым ВУВ. Расхождение снижения между коэффициента экспериментальными относительной и расчетными пульсации тока данными возбуждения составляет К ПО 65 67,7 100% 4,15 % . 65 Это говорит о высокой сходимости разработанной математической модели. Разница между расчетными и экспериментальными данными не превышает 10 %, а для ряда параметров на уровне 3 ÷ 4 %. Результаты эксплуатационных испытаний подтвердили повышение энергетической эффективности электровозов переменного тока от внедрения предлагаемого ВУВ. 4.4 Технико-экономическая оценка внедрения предлагаемого ВУВ для повышения коэффициента мощности электровоза Экономическая эффективность разработанного технического решения определяется повышением коэффициента мощности электровоза в режиме рекуперации, а следовательно, ростом процента возврата электроэнергии в тяговую сеть. Модернизация электровоза заключается в замене типового ВУВ на предлагаемый и установке блока управления БУ ВУВ в БУВИП-199. Такая работа может быть выполнена в условиях локомотивного депо при текущем ремонте электровоза. Расчет годовой экономической эффективности производится на один электровоз серии ВЛ80Р. Расчет выполнен на основании положений «Методических рекомендаций обоснования эффективности инноваций на 149 железнодорожном транспорте» [70] в ценах и нормативах на 2013 год. Единовременные вложения средств при модернизации определены согласно часовой тарифной ставке [71]. Трудоемкость определена исходя из «Нормативов рабочей силы на техническое обслуживание и текущий ремонт тягового подвижного состава». Расчет капитальных вложений на оборудование электровоза разработанными техническими решениями Капитальные вложения (Кв) включают в себя стоимость комплектующих, необходимых для оборудования одного электровоза, трудозатраты на сборку и монтаж разработанных блоков при серийном производстве. Стоимость комплектующих (Сэ), необходимых для изготовления предлагаемого ВУВ и блока управления БУ ВУВ, согласно рисунка 2.10, представлена в таблице 4.5. Тарифная заработная плата (Сс) за сборку и установку предлагаемого ВУВ и блока управления БУ ВУВ на один электровоз ВЛ80Р представлена в таблице 4.6. Для удешевления предлагаемого ВУВ в экономическом расчете приняты отечественные IGBT транзисторы модульного типа МТКИ-1600-12, производитель ОАО «Электровыпрямитель» г. Саранск. Фонд оплаты труда (ФОТ) работников рассчитывается по формуле ФОТ = Еозп + Едзп, где (4.13) ЕОЗП – основная заработная плата; ЕДЗП – дополнительная заработная плата. Основная и дополнительная заработные платы где Еозп = Сс·(1+Кп)·(Кр + Кс), (4.14) Едзп = 9 %·Еозп, (4.15) Кп – коэффициент премии (30 %); Кр – районный коэффициент, Кр = 1,3; 150 Кс – северный коэффициент (20 %). Таблица 4.5 – Сметная стоимость комплектующих для оборудования электровоза ВЛ80Р Название оборудования Стоимость, Количество, ед. Цена, руб. 3 5000* 15000 2 23301* 46602 2 3272* 6544 Элементы защитных цепей 2 5000 10000 Шина медная, кг 5 450 2250 Блок управления БУ ВУВ 2 18000 36000 Диод ДЛ153-1600-32 с радиатором Транзистор МТКИ-1600-12 с радиатором Драйвер ДРИ11-30-12-1ОМ1Н-1 Итого: стоимость комплектующих Сэ, руб. руб. 116396 * Цены указаны согласно коммерческого предложения ОАО «Электровыпрямитель» от 07.12.2013 г. Таблица 4.6 – Тарифная заработная плата за сборку и установку Наименование Разряд работ вида работ Трудоемкость, Часовая Сумма, чел. час. тарифная руб. ставка, руб. Сборка 6 72 92,17 6636,3 6 170 92,17 15669 предлагаемого ВУВ и блока управления БУ ВУВ Монтаж блоков на один электровоз серии ВЛ80Р Итого: тарифная заработная плата Сс, руб. 22305,3 Подставив численные значения в формулы (4.14), (4.15) получим 151 Еозп = 22305,3·(1 + 0,3)·(1,3 + 0,2) = 43495,3 руб. Едзп = 0,09·43495,3 = 3914,6 руб. Подставив численные значения в формулу (4.13) получим ФОТ = 43495,3 + 3914,6 = 47409,9 руб. Отчисления на социальные нужды Есоц определяются по формуле Есоц = 0,3·ФОТ, где (4.16) 0,3 – страховые взносы (пенсионный фонд – 22 %; Федеральный фонд обязательного медицинского страхования (ФФОМС) – 5,1 %; фонд социального страхования (ФСС – 2,9 %). Подставив численные значения в формулу (4.16) получим Есоц = 0,3 · 47409,9 = 14222,97 руб. В итоге КВ определяется по формуле КВ = Сэ + ФОТ + Есоц. (4.17) Подставив численные значения в формулу (4.17) получим общие затраты на оборудование одного электровоза КВ = 116396 + 47409,9 + 14222,97 = 178028,9 руб. Расчет годовой экономии денежных средств от повышения энергетической эффективности рекуперативного торможения электровоза Экономия денежных средств от увеличения возврата электроэнергии в тяговую сеть электровозом в режиме рекуперативного торможения, при внедрении предлагаемого ВУВ, определяется по формуле , где (4.18) АТ – годовой возврат электроэнергии в тяговую сеть типовым электровозом, работающим в режиме рекуперативного торможения; СкВтч - среднесетевая стоимость электроэнергии в ОАО «РЖД» 152 (1 кВтч), по ценам 2013 года составляет 2,88 руб.; kЭ – повышение возврата электроэнергии (при использовании предлагаемого ВУВ возврат электроэнергии в сеть увеличивается на 4 %). Согласно данным Дирекции тяги – филиала ОАО «РЖД» один электровоз серии ВЛ80Р за 2013 год при работе на полигонах Красноярской и ВосточноСибирской железных дорогах возвратил электроэнергии в сеть в среднем 664250 кВтч. Подставив полученные данные в выражение (4.18) получим , Срок окупаемости определяется по формуле (4.19) , года. Проведем дополнительный расчет срока окупаемости по методу дисконтирования. Чистый дисконтированный доход (ЧДД) определяется как сумма текущих эффектов за весь расчетный период, приведенный к номинальному году, или как превышение интегральных результатов над интегральными затратами и рассчитывается по формуле T ЧДД ( Rt Зt ) t 0 где 1 , (1 E )t (4.20) Rt – результат, достигнутый в t-м году; Зt – затраты в t-м году; E – норма дисконта, принимаем E = 10 %; T – горизонт расчета, г. (принимаем 3 года). Для расчета срока окупаемости в качестве затрат принята сумма капитальных вложений на оборудование одного электровоза ВЛ80Р разработанными техническими решениями КВ, а в качестве показателя эффективности – годовая экономия денежных средств от возврата электроэнергии в тяговую сеть. График распределения ЧДД по годам 153 представлен на рисунке 4.15. Чистый дисконтированный доход, руб Таким образом, срок окупаемости не превысит 21 месяца. 200 150 100 50 0 -50 ТОК 1 2 3 4 5 Годы -100 -150 -200 Рисунок 4.31 – Распределение ЧДД при внедрении предлагаемого ВУВ на электровоз ВЛ80Р Предлагаемый ВУВ может быть рекомендован для внедрения на другие серии электровозов переменного тока с коллекторными тяговыми двигателями, что потребует пересчета технико-экономической эффективности. 154 ОБЩИЕ ВЫВОДЫ ПО РЕЗУЛЬТАТАМ РАБОТЫ 1. Разработан способ управления выпрямительной установкой возбуждения электровоза, заключающийся в открытии его плеч в начале каждого полупериода напряжения сети с регулированием момента их закрытия, за счет чего организуется потребление ВУВ реактивной мощности емкостного характера. В результате этого первая гармоника тока в обмотке возбуждения трансформатора будет опережать компенсировать индуктивную по фазе составляющую напряжение тока в и частично тяговой обмотке трансформатора, что приведет к снижению общей реактивной мощности электровоза и повышению его коэффициента мощности. 2. Сформирована математическая модель системы «тяговая подстанция – контактная сеть – электровоз» для режима рекуперативного торможения с учетом влияния работы ВУВ с типовым и предлагаемым способами управления и характеристики намагничивания сердечника тягового трансформатора, реализованная исследовать в среде различные «MatLab». способы Математическая управления и модель позволяет схемные решения преобразователей электровоза для режима рекуперативного торможения. 3. Разработано устройство защиты ВУВ электровоза от коммутационных перенапряжений, позволяющее отвести большую часть энергии индуктивностей рассеяния тягового трансформатора от плеч ВУВ через управляемые электронные ключи на вторичную обмотку дополнительного трансформатора. Энергия коммутационных перенапряжений гасится за счет направления возникающего тока противоположно ЭДС вторичной обмотки дополнительного трансформатора. 4. Модернизированы силовая схема ВУВ и блок фазового управления (БФУ-М БУВИП) для реализации разработанного способа управления. 5. Проведены исследования энергетических показателей электровоза в режиме рекуперативного торможения при работе с типовым и предлагаемым ВУВ на математической модели, лабораторном стенде и реальном электровозе 155 ВЛ80Р № 1829 в условиях эксплуатации, показавшие высокую сходимость полученных результатов. Повышение коэффициента мощности электровоза с предлагаемым ВУВ составило в среднем 4 %, уменьшение коэффициента относительной пульсации тока возбуждения 67 % в сравнении с типовым ВУВ. 6. Годовой экономический эффект от внедрения результатов исследований на один электровоз серии ВЛ80Р при эксплуатации на полигонах Красноярской и Восточно-Сибирской железных дорогах - филиалах ОАО «РЖД» составит 76,5 тыс. руб., со сроком окупаемости 2,3 года. 156 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Henning U. Method for adaptively canceling harmonic currents in a power line [Текст] / U. Henning // Elektrische Bahnen. – 2001, № 6 – P. 284-291. 2. Алексеев А.С. Система автоматического регулирования тока коллекторных тяговых двигателей электровоза [Текст]: Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук: 05.09.03 / Алексеев Алексей Сергеевич. – Москва., 2009. – 302 с. 3. Бакланов А.А. Повышение эффективности и надежности рекуперативного торможения электроподвижного состава [Текст] / А.А. Бакланов, С.В. Швецов, В.О. Мельк, А.В. Раздобаров // Вестник ВЭлНИИ. – 2008. – №2(56) – С. 307312. 4. Бакран М.М. Применение тяговых преобразователей на базе транзисторов IGBT [Текст] / М.М. Бакран // Железные дороги мира. – 2002. – №5 – С. 34-38. 5. Балабанов В.Н. Повышение эффективности системы тягового электроснабжения переменного тока при применении рекуперации [Текст] / В.Н. Балабанов, С.В. Власьевский // Вестник ВНИИЖТ. – 1979. – №7 – С. 1012. 6. Беркович Е.И. Полупроводниковые выпрямители [Текст] / Е.И. Беркович и др; под ред. Ф.И. Ковалева и Г.П. Мостковой. – 2-е изд., переработ. М. : Энергия, 1978. – 448 с. 7. Бобровников Я.Ю. Повышение энергетических показателей электровоза переменного тока путем снижения пульсаций в цепи выпрямленного тока [Текст]: Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук: 05.22.07 / Бобровников Яков Юрьевич. – Хабаровск, 2007. – 132 с. 8. Боршуков Е. Тиристорный преобразователь с одноконденсаторной схемой искусственной коммутации и его применение для целей тяги [Текст] / Е. Боршуков // Вестник ВНИИЖТ. – 1991. – № 5 – С. 16-20. 157 9. Бурков А.Т. Исследование электрических процессов в тяговой сети при рекуперативном торможении выпрямительных электровозов [Текст] / А.Т. Бурков // Сб. тр. ЛИИЖТ. – 1963. – Вып. 212. – С. 7–15. 10. Бурков А.Т. Электронная техника и преобразователи: Учебн. для вузов ж.-д. трансп.[Текст] / А.Т. Бурков. – М.: Транспорт 1999. – 464 с. 11. Васютинский С.Б. Вопросы теории и расчета трансформаторов [Текст] / под ред. С.Б. Васютинский. – Л.: Энергия, 1970. – 432 с. 12. Веников В.А. Применение теории подобия и физического моделирования в электротехнике [Текст] / В.А. Веников // Госэнергоиздат. – 1949. – 168 с. 13. Власьевский С.В. Автоматическое регулирование угла запаса инвертора электровоза переменного тока [Текст] / С.В. Власьевский // Вестник ВНИИЖТ. – 1972. – №7 – С. 5-11. 14. Власьевский С.В. Выбор способа организации процесса коммутации в выпрямительно-инверторном преобразователе электровоза переменного тока [Текст] / С.В. Власьевский // Ресурсосберегающие технологии на железнодорожном транспорте : труды второй науч.-практ. конф.: В 2-х кн. – М. : Изд-во МИИТ, 1999. – Кн. 1. – С. 4-18. 15. Власьевский С.В. Новая организация коммутации тока вентилей выпрямительно-инверторного преобразователя для повышения энергетических показателей электровозов переменного тока [Текст] / С.В. Власьевский // Энергосбережение, качество электроэнергии, электромагнитная совместимость на железнодорожном транспорте : Сб. тр. второго международного симпозиума, 21-22 марта 2000 г. ; под ред. д.т.н., проф. Р.Р. Мамошина. – М. : Изд-во МИИТ, 2000. – С. 91–93. 16. Власьевский С.В. Новый алгоритм управления выпрямительно-инверторным преобразователем [Текст] / С.В. Власьевский, Ю.А. Басов, М.Л. Перцовский, В.В. Находкин // Электрическая и тепловозная тяга. – 1988. – № 5 – С. 30-31. 17. Власьевский С.В. Повышение эффективности выпрямительно-инверторных преобразователей электровозов переменного тока с рекуперативным 158 торможением [Текст] : Дисс. на соискание ученой степени доктора техн. наук : 05.09.03 / Власьевский Станислав Васильевич. – Хабаровск., 2001. – 396 с. 18. Власьевский С.В. Повышение эффективности работы электровозов переменного тока в режиме электрического рекуперативного торможения [Текст] / С.В. Власьевский, Е.В. Буняева, Д.С. Фокин // Вестник ВНИИЖТ. – 2009. – №6. – С. 28-33. 19. Власьевский С.В. Свободные колебания напряжения в тяговой сети, вызванные процессами коммутации тиристорных преобразователей электровозов [Текст] / С.В. Власьевский, В.Г. Скорик, О.В. Мельниченко // Электроника и электрооборудование транспорта. Научно-технический журнал. – 2007. – № 1. – С. 14-19. 20. Власьевский С.В. Улучшение формы напряжения тяговой сети при работе электровозов с тиристорными выпрямителями [Текст] / С.В. Власьевский, В.Г. Скорик, О.В. Мельниченко // Вестник ВНИИЖТ. – 2007. – № 5. – С. 42-47. 21. Власьевский С.В. Электрическое рекуперативное торможение на электровозах переменного тока магистральных железных дорог. Проблемы и эффективность его применения [Текст] / С.В. Власьевский // ЭЭТ. – 2006. – №1 – С. 21-24. 22. Власьевский С.В. Эффективность и проблемы применения рекуперативного торможения на электровозах переменного тока [Текст] / С.В. Власьевский, В.В. Кравчук // Вестник ВЭлНИИ. – 2005. – №2(49) – С. 147-158. 23. Власьевский С.В. Эффективность применения рекуперативного торможения на Дальневосточной железной дороге [Текст] / С.В. Власьевский, В.В. Кравчук А.М. Палихов // Вестник ВНИИЖТ. – 1975 – №8 – С. 5-7 24. Герман-Галкин С.Г. MatLab & Simulink. Проектирование мехатронных систем на ПК [Текст] / С.Г. Герман-Галкин. – СПб.: КОРОНА-Век, 2008. – 368с. 25. Герман-Галкин С.Г. Электрические машины [Текст]: Лабораторные работы на ПК / С.Г. Герман-Галкин, Г.А. Кардонов. – СПб.: КОРОНА принт, 2003. – 256 с.: ил. 159 26. Голованов В.А. Условия эффективной работы системы автоматического регулирования угла запаса инвертора электровоза переменного тока. [Текст] / В.А. Голованов, С.В. Власьевский // Повышение эффективности работы железнодорожного транспорта с использованием элементов автоматики: Труды ЦНИИ МПС. – М.: Транспорт, 1973. – Вып. 484. – С. 36–40. 27. Гриньков Б.Н. Тиристорное регулирование на электроподвижном составе переменного тока за рубежом [Текст] / Б.Н. Гриньков // Железные дороги мира. – 1979. 28. Донской Д.А. Регулируемый компенсатор реактивной мощности для электровозов переменного тока [Текст] : автореф. дис. на соискание уч. степени канд. техн. наук / Донской Дмитрий Александрович. – М. : МГУПС (МИИТ), 2007. – 24 c. 29. Дьяконов В.П. MATLAB 7.*/R2006/R2007: Самоучитель [Текст] / В.П. Дьяконов. – М.: ДМК Пресс, 2008. – 768 с.: ил. 30. Ермоленко Д.В. Повышение электромагнитной совместимости системы тягового электроснабжения с тиристорным электроподвижным составом [Текст]: автореф. дисс. на соиск. уч. степени канд. техн. наук / Ермоленко Дмитрий Владимирович. – М.: ВНИИЖТ, 1991. – 22 с. 31. Жиц М. 3. Переходные процессы в машинах постоянного тока [Текст] / М.З. Жиц. – М.: Энергия, 1974. — 118 с. 32. Зак В.В. Сравнение эффективности применения активного и гибридного компенсаторов реактивной мощности [Текст] / В.В. Зак, П.Г. Колпахчьян // Вестник ВЭлНИИ. – 2011. – №2(62) – С. 164-171. 33. Захаревич С.В. Переходные и установившиеся процессы в схемах электроподвижного состава выпрямительного типа [Текст] / С.В. Захаревич. – Л. : Наука, 1966. – 240 с. 34. Захарченко Д.Д. Тяговые электрические машины. Учебник для вузов ж.-д. трансп. [Текст] / Д.Д. Захарченко, Н.А. Ротанов. – М.: Транспорт, 1991. – 343 с. 35. Зильберталь А.Х. Рекуперация энергии на электрических железных дорогах и трамваях. М. : Гострансиздат, 1932. 160 36. Кабалык Ю.С. Снижение влияния электровозов переменного тока на форму напряжения в тяговой сети электрифицированных железных дорог [Текст] : автореф. дисс. на соиск. уч. степени канд. техн. наук / Кабалык Юрий Сергеевич. – Хабаровск. : Изд-во ДВГУПС, 2010. – 23 с. 37. Каменев А.В. Анализ внешней характеристики инвертора системы РИФ для электроподвижного состава переменного тока [Текст] / А.В. Каменев, Б.К. Бурдасов // Вестник ВНИИЖТ. – 1982. – № 4 – С. 18-21. 38. Каменев А.В. Особенности рекуперативного торможения электроподвижного состава переменного тока системы РИФ-2 [Текст] / А.В. Каменев, Б.К. Бурдасов // Вестник ВНИИЖТ. – 1981. – № 5 – С. 23-26. 39. Каменев А.В. Энергетические показатели рекуперативного торможения электровозов переменного тока системы РИФ [Текст] / А.В. Каменев, Б.К. Бурдасов // Вестник ВНИИЖТ. – 1983. – № 3 – С. 15-19. 40. Капустин Л.Д. Надежность и эффективность электровозов ВЛ80Р в эксплуатации [Текст] / Л.Д. Капустин, А.С. Копанев, А.Л. Лозановский ; под ред. Л.Д. Капустина. – М. : Транспорт, 1986. – 240 с. 41. Капустин Л.Д. Электровоз переменного тока с рекуперативным торможением [Текст] / Л.Д. Капустин, А.С. Копанев // Электрическая и тепловозная тяга. – 1976. – № 5 – С. 26-30. 42. Каталог продукции. Прокат холоднокатаный тонколистовой из электротехнической анизотропной стали [Текст] // ОАО «Новолипецкий металлургический комбинат», 2009. — 42 с. 43. Коласс А. Применение транзисторов IGBT на железнодорожном подвижном составе [Текст] / А. Коласс, Ж.-Э. Масслю // Железные дороги мира. – 2001. – №2 – С. 37-41. 44. Колпаков А. Защитные функции драйверов SEMIKRON / А. Колпаков // Компоненты и технологии. – 2003. – №5 – С. 50-55. 45. Колпаков А. Защитные функции современных драйверов А. Колпаков // Силовая электроника. – 2010. – №5 – С. 41-44. IGBT / 161 46. Колпаков А. Проблемы проектирования IGBT-инверторов: перенапряжения и снабберы / А. Колпаков // Компоненты и технологии. –2008. – №5 – С. 98-103. 47. Котельников А.В. Проблемы энергетического обеспечения перевозочного процесса железных дорог в современных условиях [Текст] / А.В. Котельников, И.И. Полишкина, Е.Р. Беллалутдинова, Е.Н. Школьников // Вестник ВНИИЖТ. – 2006. – №5 – С. 10-14. 48. Кулинич Ю.М. Адаптивная система автоматического управления гибридного компенсатора реактивной мощности электровоза с плавным регулированием [Текст] : монография. / Ю.М. Кулинич. – Хабаровск : изд-во ДвГУПС, 2001. – 153 с. : ил. 49. Кулинич Ю.М. Испытания электровоза ВЛ85 с разнофазным управлением выпрямительно-инверторными преобразователями [Текст] / Ю.М. Кулинич, В.В. Находкин, Н.Н. Широченко, В.А. Кучумов, Г.А. Штибен // Вестник ВНИИЖТ. – 1986. – №4. – С. 23-26. 50. Курбасов А.С. Об эффективности электрического торможения [Текст] / А.С. Курбасов // Вестник ВЭлНИИ. – 2006. – №2(51) – С. 294-298. 51. Курбасов А.С. Рекуперация: реальные возможности и эффективность [Текст] / А.С. Курбасов // Вестник ВЭлНИИ. – 2006. – №2(51) – С. 294-298. 52. Кучма К.Г. Выпрямительные установки электроподвижного состава переменного тока [Текст] / К.Г. Кучма. – М.: Транспорт, 1966. – 224 с. 53. Кучумов В.А. Выбор схемы и параметров компенсатора реактивной мощности для электроподвижного состава переменного тока [Текст] / В.А. Кучумов, Н.Н. Широченко, Д.И. Мамонов // Вестник ВНИИЖТ. – 1991. – №4. – С. 23-25. 54. Кучумов В.А. Исследования электроподвижного состава [Текст] / В.А. Кучумов // Вестник ВНИИЖТ. – 1993. – № 4 – С. 6-11. 55. Кучумов В.А. Компенсация реактивной мощности в электротяге переменного тока [Текст] / В.А. Кучумов, Д.И. Мамонов // Вестник ВНИИЖТ. – 1992. – № 3. – С. 27-30. 56. Кучумов В.А. Компенсация реактивной мощности на электроподвижном 162 составе переменного тока [Текст] / В.А. Кучумов, В.Б. Похель. – М. : Интекст, 2001. – 88 с. 57. Кучумов В.А. Рекуперация электроэнергии: достижения и резервы [Текст] / В.А. Кучумов, Б.Н. Ребрик // Железнодорожный транспорт. – 2002. – №11 – С. 50-55. 58. Кучумов В.А. Электрическое торможение локомотивов переменного тока с бесколлекторными тяговыми двигателями [Текст] / В.А. Кучумов, Н.Н. Горин // ЭТТ. – 1972. – №12 – С. 43-45. 59. Кучумов В.А. Электромагнитные процессы в тяговой сети с распределенной емкостью при коммутации и выпрямлении тока в преобразователе электроподвижного состава [Текст] / В.А. Кучумов, Н.Н. Широченко // Вестник ВНИИЖТ. – 1984. – № 1. – С. 19–23. 60. Ласка Б. Развитие тяговых преобразователей на транзисторах IGBT [Текст] / Б. Ласка // Железные дороги мира. – 2003. – №11 – С. 32-39. 61. Лебедев В.П. Перспективы развития экспорта магистральных электровозов [Текст] / В.П. Лебедев, А.М. Будков // Электровозостроение: Сб. науч. тр. всерос. науч.-исслед., проект.-конструкт. и технол. ин-та электровозостроения. – Новочеркасск. : Изд-во ВЭлНИИ, 1990. – Т. 31 – С. 5-17. 62. Линьков А.О. Исследование цепей защиты от коммутационных перенапряжений выпрямительной установки возбуждения электровоза на IGBT транзисторах [Текст] / А. О. Линьков // Вестник ИрГТУ. – 2014. – № 5. – С.119126. 63. Линьков А.О. Математическое моделирование работы электровоза с новой выпрямительной установкой возбуждения на IGBT транзисторах / А.О. Линьков, О.В. Мельниченко, А.Ю. Портной, С.Г. Шрамко // Наука и техника транспорта. – 2013. – №2 – С. 21-28. 64. Лисунов В.Н. Применение рекуперативного торможения на участках переменного тока [Текст] / В.Н. Лисунов, В.М. Бабич, Б.С. Барковский, Л.В. Бычков // ЭТТ. – 1970. – №7 – С. 10-11. 163 65. Лозановский электровозов А.Л. Энергетические переменного тока характеристики [Текст] / А.Л. отечественных Лозановский // Электровозостроение: Сб. науч. тр. Всесоюзн. науч.-исслед., проект.-констр. и технол. ин-та электровозостроения. – Новочеркасск. : Изд-во ВЭлНИИ, 1984. – Т. 25 – С. 58–68. 66. Лувишис А.Л. Современные магистральные локомотивы Японии [Текст] / А.Л. Лувишис // Локомотив. – 1995. – №12 – С. 40-44. 67. Люттин Т. Тяговый преобразователь большой мощности на транзисторах IGBT [Текст] / Т. Люттин // Железные дороги мира. – 2001. – №3 – С. 32-33. 68. Мельниченко О.В. Повышение коэффициента мощности электровоза переменного тока в режиме рекуперативного торможения / О.В. Мельниченко, А.О. Линьков, С.Г. Шрамко // Мир транспорта, 3 (47) 2013. – С. 64-69. 69. Мельниченко О.В. Повышение энергетических показателей электровозов переменного тока с тиристорными выпрямителями [Текст] : Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук : 05.22.07 : защищена 02.03.2005 / Мельниченко Олег Валерьевич. – Хабаровск., 2005. – 168 с. 70. Мельниченко О.В. Технико-экономическая оценка эффективности разработанных технических решений в дипломном проектировании [Текст] : учебное пособие / О.В. Мельниченко, Т.А. Булохова, Т.Н. Мельниченко. – Иркутск: Изд-во ИрГУПС, 2008. – 48 с. 71. Методические рекомендации по обоснованию эффективности инноваций на железнодорожном транспорте [Текст] – М.: Транспорт, 1999. – 230 с. 72. Мироновский Л.А. Введение в MATLAB [Текст]: Учебное пособие / Л.А. Мироновский, К.Ю. Петрова. – СПбГУАП. СПб., 2005. 73. Назаров Н.С. Исследование устойчивости и эксплуатационных режимов работы зависимых инверторов электровозов [Текст] // Дис. на соискание уч. степени канд. техн. наук. – М.: ВНИИЖТ, 1977. – 217 с. 74. Назаров О.Н. Перспективный подвижной состав: проблемы и решения [Текст] / О.Н. Назаров // Локомотив. – 2005. – №5 – С. 5-9. 164 75. Пат. 101976 Российская федерация, МПК B 60 L 7/26. Устройство повышения эффективности использования режима рекуперативного торможения электровозов переменного тока [Текст] / Мельниченко О.В., Газизов Ю.В., Чикиркин О.В. ; заявитель и патентообладатель ОАО «РЖД». №2010130745/11 ; заявл. 22.07.2010 ; опубл. 10.02.2011, Бюл. № 2. – 1 с. : ил. 76. Пат. 2382464 Российская Федерация, МПК H 02 J 3/01. Устройство для преобразования формы напряжения потребителя [Текст] / Кулинич Ю.М., Кабалык Ю.С. ; заявитель и патентообладатель ГОУ ВПО «Дальневосточный государственный университет путей сообщения». – №2008152854/09 ; заявл. 30.12.2008 ; опубл. 20.02.2010, Бюл. № 5. – 10 с. : ил. 77. Петров С.А. Моделирование мгновенных схем системы электрической тяги переменного тока при выпрямительных электровозах [Текст] / С.А. Петров // Результаты исследования устройств энергоснабжения и электровозов переменного тока: Труды ВНИИЖТ под ред. Б.Н. Тихменева. – 1959. – Вып. 170 – С. 63-90. 78. Петров С.А. Рекуперативное торможение на выпрямительных электровозах. [Текст] / С.А. Петров // Тр. ЦНИИ МПС. – 1960. – Вып. 201. – С. 14–23. 79. Попов В.Г. О выборе подхода к повышению эффективности энергосбережения в системах технического содержания и ремонта подвижного состава [Текст] / В.Г. Попов // Вестник ВНИИЖТ. – 1998. – №1 – С. 34-39. 80. Похель В.Б. Выбор параметров компенсатора реактивной мощности грузового электровоза с учетом среднеэксплуатационного баланса потребления активной и реактивной энергии [Текст] / В.Б. Похель, С.В. Покровский, Н.Н. Широченко // Вестник ВНИИЖТ. – 1997. – № 4. – С. 21-26. 81. Ребрик Б.Н. Дороги Восточной Сибири расширяют использование рекуперации [Текст] / Б.Н. Ребрик // Локомотив. – 1997. – №12 – С. 30-31. 82. Рутштейн А.М. Тенденции развития выпрямительных установок возбуждения тяговых двигателей [Текст] / А.М. Рутштейн, Т.Н. Палагута // Вестник ВЭлНИИ. – 2009. – №2(58) – С. 242-249. 165 83. Савоськин А.Н. Автоматизация электроподвижного состава [Текст]: учебник для вузов ж. – д. транспорта / А.Н. Савоськин, Л.А. Баранов, А.В. Плакс, В.П. Феоктистов; под ред. А.Н. Савоськина. – М.: Транспорт, 1990. 311 с. 84. Савоськин А.Н. Замкнутая система автоматического регулирования инвертора электровоза переменного тока [Текст] / А.Н. Савоськин, В.Е. Коваль, А.А. Ефремов – Электротехническая промышленность (сер. Тяговое и подъемно-транспортное оборудование), 1981, вып. 2 (74), С. 8-10. 85. Савоськин А.Н. Исследование переходных процессов в системе автоматического регулирования инвертора электровоза переменного тока [Текст] / А.Н. Савоськин, В.А. Голованов, В.Е. Коваль, А.А. Ефремов // Тр. МИИТ, 1979, вып.648, С. 16-22. 86. Савоськин процессов в А.Н. Математическое динамической системе моделирование контактная электромагнитных сеть – электровоз / А.Н. Савоськин, Ю.М. Кулинич, А.С. Алексеев // Электричество. – 2002. – №2. – С. 29-35. 87. Савоськин А.Н. Новый способ синхронизации полупроводникового преобразователя электровоза однофазно – постоянного тока с питающей сетью [Текст] / А.Н. Савоськин, Д.И. Болдин, М.С. Телегин // Электроника электрооборудование транспорта . – 2010. – №5-6. – С. 14-18. 88. Савоськин А.Н. О качестве процессов регулирования инвертора электровоза [Текст] / А.Н. Савоськин, В.А. Голованов, В.Е. Коваль, А.А. Ефремов // Вестник ВНИИЖТ. – 1981. – № 8 – С. 24-24. 89. Савоськин А.Н. Оценка перспективных схем тиристорных выпрямительноинверторных преобразователей электровозов переменного тока [Текст] / А.Н. Савоськин, В.А. Голованов, С.В. Власьевкий, А.А. Ефремов // Электрическое торможение электроподвижного состава: Сб, науч. Тр ВНИИЖТ; под ред О.А Некрасова. – М: Транспорт, 1984. – С.3 – 8. 90. Савоськин А.Н. Повышение коэффициента мощности электровоза переменного тока [Текст]/ А.Н. Савоськин, Ю.М. Кулинич, Р.П. Гринберг // Электротехника – 2002, - № 5. – С. 11-16. 166 91. Савоськин А.Н. Совершенствование системы автоматического управления током тяговых двигателей электровоза однофазно-постоянного тока [Текст] / А.Н. Савоськин, М.С. Телегин // Электроника электрооборудование транспорта. – 2010. – №2-3. – С. 10-14. 92. Тайгелькеттер Й. Тяговый преобразователь фирмы Siemens на транзисторах IGBT [Текст] / Й. Тайгелькеттер, Д. Шпренгер // Железные дороги мира. – 1999. – №12 – С. 38-39. 93. Тихменев Б.Н. Исследование способов демпфирования высокочастотных колебаний в тиристорных преобразователях [Текст] / Б.Н. Тихменев, В.Д. Кондрашов, Н.Н. Горин, В.А. Кучумов, А.П. Петровичев // Труды ВНИИЖТ. – М.: Транспорт, 1982. – Вып. 642. – С. 94–115. 94. Тихменев Б.Н. Исследование устройств демпфирования перенапряжений в преобразовательной установке электровоза переменного тока [Текст] / Б.Н. Тихменев, В.Д. Кондрашов, В.А. Кучумов // Тр. ВНИИЖТ. – М. : Транспорт, 1981. – Вып. 636 – С. 27-34. 95. Тихменев Б.Н. Об опыте конструирования и испытаний электровозов переменного тока с бесколлекторными тяговыми двигателями [Текст] / Б.Н. Тихменев, Н.Н. Горин, В.Д.Кондрашов, В.А. Кучумов // Вестник ВНИИЖТ. – 1984. – №4 – С. 23-27. 96. Тихменев Б.Н. Подвижной состав электрифицированных железных дорог [Текст] / Б.Н. Тихменев, Л.М. Трахтман. – М. : Транспорт, 1980. – 471 с. 97. Тихменев Б.Н. Применение емкостной компенсации реактивной мощности преобразователей электровозов [Текст] / Б.Н. Тихменев, В.А. Кучумов, В.А. Татарников, В.А.Толстых // Вестник ВНИИЖТ. – 1987. – № 5 – С. 21-24. 98. Тихменев Б.Н. Электровозы переменного тока с тиристорными преобразователями [Текст] / Б.Н. Тихменев, В.А. Кучумов. – М. : Транспорт, 1988. – 311 с. 99. Тихменев Б.Н. Электровозы переменного тока со статическими преобразователями [Текст] / Б.Н. Тихменев. – М.: "Гострансжелдориздат", 1958. – 268 с. 167 100. Тихомиров П.М. Расчет трансформаторов: Учеб. пособие для вузов. – 5-е изд., пепераб. и доп. [Текст] / П.М. Тихомиров. – М. : Энергоатомиздат, – 1986. – 528 с. 101. Трахтман Л.M. Регенеративное торможение моторных вагонов на электрических железных дорогах // Электричество. 1932. - №19/1. 102. Трахтман Л.М. Электрическое торможение электроподвижного состава [Текст] / Л.М. Трахтман. – М.: Транспорт, 1965. – 204 с. 103. Тушканов Б.А. Электровоз ВЛ80Р. Руководство по эксплуатации [Текст] / под ред. Б.А. Тушканова. – М.: Транспорт, 1985. – 541 с. 104. Фукс Н. Л. Оптимизация приема энергии рекуперации [Текст] / Н.Л. Фукс // Железнодорожный транспорт. – 1983. – № 3 – С. 40-42. 105. Харитонов А.И. Исследование режимов работы выпрямительного электровоза при рекуперативном торможении [Текст] / А.И. Харитонов // Автореф. дис. на соиск. уч. степ. канд. техн. наук. – Л.: ЛПИ, 1963. – 24 с. 106. Хвостов В.С. Машины постоянного тока [Текст] / В.С. Хвостов; под ред. И.П. Копылова. – М. : Высшая школа, 1988. – 336 с. 107. Черных И.В. Моделирование электротехнических устройств в MATLAB, SimPowerSystems и Simulink [Текст] / И.В. Черных. – М.: ДМК Пресс; СПб.: Питер, 2008. – 288 с.: ил. 168 ПРИЛОЖЕНИЕ А 169 ПРИЛОЖЕНИЕ Б 170 Продолжение приложения Б 171 Продолжение приложения Б 172 Продолжение приложения Б 173 ПРИЛОЖЕНИЕ В 174 Продолжение приложения В 175 Продолжение приложения В 176 ПРИЛОЖЕНИЕ Г 177 Продолжение приложения Г
