ПЗ (1221701), страница 7

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 7)

Рисунок 2.14 – Результаты расчета процессов в тяговом электроприводе 3ЭС5К – напряжение на токоприемнике и ток потребляемый электровозом: а) без КРМ; б) пассивный КРМ

Подобные расчеты были проведены при тех же условиях движения для случаев включения только активного и гибридно­го КРМ. На рисунке 2.15 и рисунке 2.16 представлены результаты этих расчетов. Полученные результаты свидетельствуют о высокой эффективности КРМ с активным фильтром. Применение гибридного КРМ позволяет, как это видно при сравнении результатов, приведенных на рисунке 2.15 (б) и рисунке 2.16 (б), существенно – в полтора раза – снизить ток 4q-S преобразователя.

а б

Рисунок 2.15 – Результаты расчета процессов в тяговом электроприводе 3ЭС5К при наличии только активного КРМ: а) напряжение на токоприемнике и ток потребляемый электровозом;

б) ток 4q-S преобразователя

а б

Рисунок 2.16 – Результаты расчета процессов в тяговом электроприводе 3ЭС5К при наличии гибридного КРМ: а) напряжение на токоприемнике и ток потребляемый электровозом;

б) ток 4q-S преобразователя

Аналогичные расчеты были выполнены при работе элек­тровоза на всех зонах регулирования ВИП. Коэффициент мощ­ности рассчитывался как отношение средней за период мгно­венной мощности потребляемой электровозом из сети к произ­ведению действующих значений тока и напряжения на его то­коприемнике.

По результатам выполненных расчетов была построена за­висимость коэффициента мощности электровоза от среднего напряжения на выходе ВИП в режиме тяге при выключенном КРМ ,при наличии пассивного, только активного и гибридного КРМ при токе якоря 800А (Рисунок 2.17). Сравнение ре­зультатов полученных при использовании активного и гибрид­ного КРМ показало, что коэффициент мощности электровоза в этих случаях практически не отличается. Поэтому на рисунке 2.17 для этих случаев показана общая зависимость коэффициента мощности.

Рисунок 2.17 – Зависимость коэффициента мощности электровоза от среднего напряжения приложенного к двигателям в режиме тяги при токах якоря 800А:

0 – без КРМ, 1 – с пассивным КРМ, 2 – с активным КРМ, 3 – с гибридным КРМ

Анализ полученных результатов показывает, что примене­ние пассивного КРМ не решает проблемы полной компенсации реактивной мощности и, несмотря на существенное повышение коэффициента мощности, в сетевом токе присутствуют высшие гармоники значительной величины [9].

В случае использования активного или гибридного КРМ в сетевом токе электровоза практически отсутствуют высшие гармоники, сдвиг по фазе между основными гармониками тока и напряжения приближается к нулевому значению и коэффициент мощности электровоза возрастает до величины 0,95 - 0,97 во всем диапазоне регулирования.

Как уже говорилось выше, применение гибридного КРМ позволяет, как это видно из сравнения приведенных на рисунке 2.15 (б) и 2.16 (б) результатов, сущест­венно снизить ток 4q-S преобразователя. Достоинством данной схемы являются сравнительно невысокие затраты по разработке и установке гибридного компенсатора, а также максимальное снижение высших гармоник сетевого тока электроподвижного состава с ВИП.

2.6 Секторное регулирование напряжения электровоза переменного тока с целью повышения коэффициента мощности

К способам повышения коэффициента мощности электровозов с тиристорными

преобразователями относится так называемое секторное регулирование напряжения (СРН), которое применяется на электровозах серии 181.2 на железных дорогах Германии.

Данный тип регулирования выпрямленного напряжения осуществляется смещением по фазе на угол α (Рисунок 2.18) переднего фронта и дополняется смещением заднего фронта на угол β в направлении опережения. В идеализированном случае мгновенной коммутации тока при равенстве углов α и β сдвига по фазе первой гармоники тока не происходит, и характеристика коэффициента мощности существенно повышается.

Рисунок 2.18 – Форма выпрямленного напряжения и первичного тока при секторном регулировании

Для смещения заднего фронта нужно применить принудительную емкостную коммутацию тока. В простейшей схеме преобразователя с однозонным СРН (Рисунок 2.19) гашение тока осуществляется конденсатором C. Например, в полупериод в котором цепь выпрямленного тока замыкается через тиристорные плечи 6 и 3, для гашения тока отпираются тиристоры плеча 1, и ток конденсатора замыкается в контуре плеч 3 и 1, запирая плечо 3.

Рисунок 2.19 – Упрощенная силовая схема секторного регулирования

В результате после проведенных действий конденсатор вводится в цепь выпрямленного тока и напряжение на выходе преобразователя уменьшается на значение начального напряжения конденсатора. Затем происходит перезаряд конденсатора и, когда напряжение на нем превысит текущее значение напряжение вторичной обмотки трансформатора (момент ωt₁ на рисунке 2.18), начинается коммутация выпрямленного тока на диодное плечо 5, ток в обмотках трансформатора и тяговой сети падает. Коммутация завершается в момент ωt₂, причем конденсатор заряжается до напряжения U_c с полярностью, соответствующей принудительной коммутации в следующем полупериоде. На этом этапе отпирается тиристорное плечо 2, причем запирается плечо 4, и выпрямленный ток коммутирует на диодное плечо 6.

В преобразователе с принудительной коммутацией на заднем фронте устраняется протекание тока против напряжения сети в начале каждого полупериода, сопровождающееся перетоком энергии от электровоза в тяговую сеть. Это обеспечивает повышение коэффициента мощности не только при регулировании, но и в режиме высшего выпрямленного напряжения, когда углы α и β минимальны. В принципе возможно поддержание cosφ=1 при совместном регулировании углов α и β. Однако глубокое регулирование напряжения в этом случае сопровождается ростом максимального напряжения U_max, воздействующего на плечи преобразователя, что требует увеличения числа последовательно включенных вентилей в плечах. Кроме того, происходит интенсивное приращение тока в начале принудительной коммутации, когда конденсатор вводится в цепь и его напряжение суммируется с напряжением трансформатора. При этом возникают интенсивные колебательные процессы, которые распространяются на все время принудительной коммутации и за ее пределы, причем могут усиливатся в момент завершения коммутации.

В реальной схеме преобразователя с СРН электровоза 181.2 (Германии) переходные процессы в принудительной коммутации несколько смягчены тем, что коммутирующая емкость образована двумя конденсаторами, включенными по схеме на рисунке 2.20.

Рисунок 2.20 – Схема секторного регулирования с двумя конденсаторами

В полупериод, когда выпрямленный ток замыкается по цепи через тиристр 4 и диод 1, конденсаторы С1 и С2 заряжены, полярность их отмечена на рисунке 2.20. Конденсатор С2 заряжается так еще в предыдущем полупериоде, а С1 – в данном полупериоде от нижней полуобмотки трансформатора через резитор R. Принудительная коммутация начинается с запирания тиристора 4 разрядом конденсатора С2 при отпирании тиристора 6, выпрямленный ток начинает коммутировать на диод 2, когда конденсатор С2 перезарядится и напряжение на нем достигнет текущего значения напряжения трансформатора. При этом возникает цепь тока через диоды 8 и 7, в следствии чего конденсатор С1 присоединяется параллельно конденсатору С2, и в дальнейшем процессе гашения тока участвуют оба конденсатора.

После окончания гашения тока на конденсаторе С1 сохраняется заряд с полярностью, необходимой для гашения тиристора 3 в следующем полупериоде. Конденсатор С2 в это время разряжается на трансформатор, отдавая энергию в сеть. В следующем полупериоде он заряжается по цепи: диод 8, резистор R, нижняя полуобмотка трансформатора.

Рассматриваемая схема отличается от упрощенной схемы, приведенной выше, тем что при запирании тиристоров разрядом конденсаторов в цепь выпрямленного тока вводится только половина конденсаторов преобразователя, что ускоряет перезаряд конденсаторов, то есть сокращается время подготовки к гашению тока (интервал ωt₁ – ωt₂). Меньшая емкость конденсатора, вводимого в цепь выпрямленного тока, и разряд конденсатора на сеть после окончания гашения тока несколько смягчают переходные процессы и снижают переходные высокочастотные колебания. Однако при этом возникают дополнительные потери в резисторе R.

2.7 Новый способ управления выпрямительной установкой возбуждения тяговых двигателей электровоза переменного тока, с целью повышения коэффициента мощности при рекуперативном торможении

Для устранения недостатков ныне существующей выпрямительной установки возбуждения (ВУВ) и повышения энергетических показателей электровоза в режиме рекуперативного торможения необходимо изменить способ регулирования напряжения возбуждения тяговых двигателей электровоза.

Известно, что применение в схемах выпрямителей полностью управляемых силовых полупроводниковых приборов (СПП) с секторным регулированием, которое рассматривалось выше, 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. 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 [18].

В режиме рекуперативного торможения электровоза напряжение и ток в первичной обмотке тягового трансформатора находятся в противофазе. В связи с работой 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 α_в обеспечивает отставание первой гармоники тока i в обмотке возбуждения трансформатора относительно напряжения u (рисунок 2.21).

Рисунок 2.21 – Диаграммы электромагнитных процессов при работе типового ВУВ

Следовательно, ток в обмотке возбуждения трансформатора также имеет реактивную составляющую индуктивного характера. При взаимодействии таких токов, протекающих по вторичным обмоткам тягового трансформатора (ТТ), происходит увеличение угла сдвига фаз φ между напряжением и током первичной обмотки ТТ. В итоге из сети потребляется значительная реактивная мощность, что и приводит к снижению коэффициента мощности электровоза.

Поэтому для улучшения энергетических показателей электровоза необходимо не просто снизить до нуля потребляемую ВУВ реактивную мощность, а изменить ее характер с индуктивного на емкостной. 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 уменьшению угла сдвига фаз φ и повышению коэффициента мощности электровоза [18].

Для выполнения этой задачи нужно регулировать напряжение ВУВ u_в 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 = α_вув с целью его закрытия (рисунок 2.22 а). Отсчет фазы снятия импульсов α_вув ведется от начала полупериода напряжения сети, причем увеличение выпрямленного напряжения ВУВ начинается при движении фазы α_вув от начала полупериода к его концу, увеличивая тем самым длительность открытого состояния плеча. В результате это позволит обеспечить протекание максимального значения тока возбуждения i_в близко к максимальному значению напряжения u_в. А так как ток возбуждения i_в влияет на величину переменной составляющей основного магнитного потока тягового электродвигателя, а следовательно, форму ЭДС генератора e_г, то ток в результате этого пульсирует так, что минимальным значениям e_г соответствуют минимальные значения напряжения инвертора u_и. Данный факт обеспечит уменьшение скорости нарастания тока якоря di_я/dt, и соответственно, снижение пульсации тока якоря ∆i_я (рисунок 2.22 б).

Характеристики

Список файлов ВКР