Embed Size (px)
Citation preview
1
Георги Митков Павлов
ИЗСЛЕДВАНЕ И АНАЛИЗ НА ВЪЗМОЖНОСТИТЕ
ЗА ПОВИШАВАНЕ НА ЕНЕРГИЙНАТА
ЕФЕКТИВНОСТ НА ЕЛЕКТРИЧЕСКИЯ
ТРАНСПОРТ
София 2019 г.
1
Представената монография показва в обобщен вид основните резултати и
анализи от дългогодишните теоретични и експериментални изследвания в
областта на търсенето на възможности за повишаване на енергийната ефективност
в структурата на електрическия транспорт. Направените изследвания касаят
железопътния и градския електрически транспорт, експлоатирани у нас.
Посредством математическо моделиране и провеждане на реални
експериментални измервания е проверено енергетичното поведение на
електрическите транспортни средства (ЕТС) за променлив ток. Направен е
критичен анализ на получените резултати и на тази база са проектирани и
предложени конкретни схемни решения и устройства за повишаване на тяхната
енергийна ефективност.
По аналогичен начин са изследвани основните енергийни параметри и
характеристики на ЕТС за постоянен ток, както и експлоатираните схемни
варианти на токоизправителни агрегати (ТИА) в градския електрически транспорт
(ГЕТ). Изследвана е ефективността на рекуперативните режими и възможностите
за повишаване на тяхната ефективност.
Монографията може да се ползва от инженерни и научни кадри,
специалисти в областта на транспорта, както и от студенти и докторанти в учебния
процес.
Авторът изказва благодарност към рецензените проф. д-р Стоян Делев
Стоянов и доц. д-р инж. Васил Димитров Димитров за направените полезни
препоръки и бележки.
Изследване и анализ на възможностите за повишаване на енергийната
ефективност на електрическия транспорт
Монография
Автор: © Проф. д-р инж. Георги Митков Павлов
Рецензенти:
Проф. д-р инж. Стоян Делев Стоянов
Доц. д-р инж. Васил Димитров Димитров
2
Съдържание
Въведение ...................................................................................................................... 5
Глава 1. Особености на тяговите товари, захранвани от променливотокова мрежа.
Основни показатели, определящи енергийната им ефективност ............................ 8
1.1. Основни показатели, определящи енергийните качества на тяговите
електрически товари в железопътния транспорт ....................................................... 9
1.1.1. Коефициент на полезно действие (КПД) .............................................. 9
1.1.2. Относителен разход на електрическа енергия .................................... 11
1.1.3. Специфичен разход на електрическа енергия .................................... 11
1.2. Основни показатели, определящи енергетичното поведение на
тяговите електрически товари в железопътния транспорт ..................................... 12
1.2.1. Коефициент на мощност ....................................................................... 13
1.2.2. Коефициент на несинусоидалност (ν) ................................................. 14
1.2.3. Показател общи хармонични изкривявания, THD% .......................... 15
Глава 2. Аналитично изследване на енергетичните параметри на основните
схемни решения на пускорегулиращи устройства за електрически транспортни
средства за променлив ток ......................................................................................... 19
2.1 Аналитично изследване на енергетичните параметри на електрически
транспортни средства с неуправляеми силови изправители .................................. 20
2.2. Аналитично изследване на енергетичните параметри на електрически
транспортни средства с управляеми силови токоизправители, реализирани с
еднооперационни тиристори ..................................................................................... 24
2.2.1. Аналитично изследване на енергетичните параметри на симетричен
тиристорен и несиметричен диодно-тиристорен токоизправители ....................... 25
2.2.2. Аналитично изследване на енергетичните параметри на тиристорни
токоизправители с многозоново регулиране ........................................................... 27
2.2.3. Аналитично изследване на енергетичните параметри на тиристорни
токоизправители с изкуствена комутация и зоново регулиране ............................ 31
2.2.4. Методика за изследване и анализ на енергийните показатели на
електрическите транспортни средства със степенно регулиране .......................... 41
3
2.3. Аналитично изследване на енергетичните параметри на тягови пуско-
регулиращи устройства с IGBT ................................................................................. 44
2.3.1. Общи сведения за тяговото обзавеждане ............................................ 45
2.3.2. Аналитично изследване на четириквадрантен преобразувател ........ 52
2.3.3. Аналитично изследване на енергетичните възможности на
четириквадрантен преобразувател при модернизирана схема на ЕМВ ................ 54
Глава 3. Експериментално изследване и анализ на енергетичните показатели на
електрическите транспортни средства за променлив ток ....................................... 60
3.1. Основни етапи в развитието на ПРУ за ЕТС ............................................ 60
3.2. Експериментално изследване и анализ на енергийните показатели на
електрически транспортни средства със степенно регулиране на теглителната и
спирачна сила .............................................................................................................. 62
3.3. Изследване и анализ на енергетичните показатели на променливотокови
електрически транспортни средства с тиристорни пускорегулиращи устройства
(46-200, 44-01, 44-02) .................................................................................................. 64
3.4. Изследване и анализ на енергетичните показатели на електрически
транспортни средства с IGBT преобразуватели ...................................................... 70
3.4.1. Изследване на енергийната ефективност на електрически мотрисен
влак, серии 30/31 ......................................................................................................... 70
3.4.2. Изследване на енергийните показатели на електрически локомотив
серия 86.XXX на БУЛМАРКЕТ с инверторно задвижване .................................... 75
Глава 4. Математическо моделиране на системата „тягова енергозахранваща
система - електрическо транспортно средство“ ...................................................... 81
4.1. Модел на тягова енергоснабдителна система (ТЕС) ............................. 81
4.2. Модел на тягов трансформатор на ЕТС (ТТЛ) ....................................... 84
4.3. Модел на електронния преобразувател на локомотива ........................ 86
4.4. Модел на товара ........................................................................................ 87
4.5. Пълен модел на системата „ТЕС – ЕТС”................................................ 87
4.6. Заключение ................................................................................................ 88
Глава 5. Аналитично изследване на енергетичните показатели и проектиране на
активен компенсатор за реактивна мощност за вграждане в 46-200 ..................... 89
4
5.1. Оценка на енергетичните показатели на модернизиран локомотив серия
46-200 ........................................................................................................................... 90
5.2. Оценка на енергетичните показатели на ЕТС за променлив ток с
вграден компенсатор на реактивна мощност (КРМ) ............................................... 94
5.3. Заключение ................................................................................................ 95
Глава 6. Проектиране на активен компенсатор на реактивна мощност за
тиристорни ЕТС за променлив ток ........................................................................... 97
6.1. Избор на параметри и схеми на включване на АКРМ .......................... 97
6.2. Оразмеряване на електрическата верига на АКРМ ............................. 102
6.3. Характеристики на ЕТС за променлив ток с АКРМ ........................... 107
Заключение ................................................................................................................ 111
Литература ................................................................................................................. 113
5
Въведение
Изследването на възможностите за използване на електрическата енергия
за транспортни цели е започнало още през 1834 г. Постепенно е станало ясно, че
електрическият транспорт (ЕТ) има огромна перспектива за развитие, тъй като
притежава редица предимства. Той е икономичен, екологичен, значително по-
надежден и удобен, особенно за градска среда, както и много по-лесен за
поддръжка и експлоатация.
От друга страна ЕТ представлява сложна техническа система, включваща
голям брой подсистеми (ЕТС, тягова мрежа (ТМ), тягови
подстанции/токоизправителни станции (ТП/ТИС) и др.), което прави решаването
на един такъв сложен въпрос, свързан с цялостното повишаване на енергийната
ефективност трудна задача. Правилен подход е решаването на този проблем да се
прави глобално за цялата тягова система, а не за отделни елементи от неговата
структура [9][8].
В тези условия перспективни направления за повишаване на ефективността
на ЕТ се явяват създаване и внедряване на нови съвременни технологии в областта
на ЕТС и тяговите енергоснабдителни системи (ТЕС), способстващи за
намаляване разхода на електроенергия и загубите в тягов режим. Друга
съществена възможност е създаване на оптимални експлоатационни условия и
внедряване на нови технологии за повишаване ефективността при усвояване на
електрическата енергия, отдавана в ТЕС при спирачни рекуперативни режими на
ЕТС. С това ще се постигне пълно и ефективно използване на тяговите и спирачни
качества на ЕТС, заложени при тяхното проектиране.
В ЕТ се експлоатират различни поколения неавтономни и автономни ЕТС
с променливотоково и постояннотоково електрозадвижване. Управлението на
основните режими на работа (тягов и спирачен) на тяговия електрически двигател
(ТЕД) се осъществява от силови полупроводникови устройства (управляеми
изправители, инвертори, импулсни регулатори и др.), реализирани с различни
поколения полупроводникови прибори. Дългогодишните изследвания са
доказали, че енергийната ефективност и енергетичното поведение на ЕТС основно
6
се определят от качествата на пуско-регулиращите устройства (ПРУ) и системата
за управление.
Значителен процент от експлоатираните ЕТС в различните видове ЕТ у нас
реализират електрическо рекуперативно спиране. В тази връзка всички
съвременни производители проектират и изработват ЕТС с възможност за
рекуперативно спиране, с което се създава потенциална възможност за постигане
на значителни икономии на електрическа енергия при спирачените режими.
Но ефективността на рекуперативните режими зависи не само от
възможностите, които е осигурил производителят на ЕТС, но и от параметрите на
ТЕС, условията и графика на движение, както и квалификацията на водача. От
експериментални изследвания е доказано, че при оптимални комплексни условия,
рекуперираната електрическа енергия може да достигне до 30÷40% от общата
консумирана енергия от ЕТС.
В тази връзка изискванията към съвременните ЕТС са високи и основно са
свързани с комфорта, надеждността, екологичността, и не на последно място, с
енергийната ефективност. Те се определят от различни фактори, които трябва да
бъдат изследвани, анализирани и на тази база използвани комплексно и
ефективно.
Затова актуалността на изследванията в областта на режимите на работа на
ТЕС и ЕТС, свързаните с това проблемни задачи и тяхното решаване е реална и
безспорна. Тя определя качеството на цялостния процес на оптимизация на
електроенергийните разходи в електрическия транспорт.
В настоящата разработка е направено цялостно изследване на показателите,
определящи енергийната ефективност на ЕТС за променлив и постоянен ток в
тягов и спирачен режим, експлоатирани в железопътния и градския електрически
транспорт. Изследвано е енергетичното им поведение, възможностите за
подобряване на основните енергетични параметри посредством проектиране и
разработване на електронни силови устройства (четириквадрантни
преобразуватели (ЧП) и активни компенсатори на реактивна мощност (АКРМ) за
вграждане в ЕТС със занижени енергетични показатели.
7
Актуалността на проблема за повишаване на енергетичните показатели на
ЕТС е свързан от една страна с необходимостта от повишаване ефективността на
ТЕС и ЕТС, от друга с въведените евроизисквания за качествените показатели на
тяговата електрическа енергия. Въвеждат се сериозни санкции за нарушаване на
регламентираните диапазони на изменение на енергетичните показатели. При
нарушение на няколко показателя финансовите санкции се увеличават. Те
съществено влияят върху икономическите показатели на тяговата
енергоснабдителна система на ЕТ във всички звена на преобразуване, от
източника до потребителя.
8
Глава 1. Особености на тяговите товари, захранвани от
променливотокова мрежа. Основни показатели, определящи
енергийната им ефективност
Поради своите качества електрическата тяга отдавна е намерила широко
приложение, включително и в железопътния транспорт. Техническото развитие
първоначално е дало предимство на използването на постояннотоковите
двигатели с последователно и независимо възбуждане и въпреки, че в последно
време те биват измествани най-вече от променливотоковите асинхронни
двигатели, поради неизчерпания си ресурс още дълго ще се намират в
експлоатация. През последните години електрическият подвижен състав (ЕПС) на
БДЖ в това отношение се разнообрази. В момента се експлоатират електрически
локомотиви и електромотрисни влакове (ЕМВ) с постояннотоково и
променливотоково електрозадвижване, но все още процента на първите е по-голям,
поради бавните темпове на модернизация в системата на железницата. [36][37][38]
Тенденцията е постепенно в железопътния транспорт променливотоковите
тягови задвижвания да изместят постояннотоковите, поради безспорните си
предимства [4][33]. Напредъкът на тази система на електрозадвижване е свързан
с динамичното развитие на полупроводниковата техника и на тази база създаване
на ново поколение регулиращи устройства, отговарящи на съвременните
изисквания за вграждане в тягов подвижен състав.
Отличните силови и динамични качества на IGBT технологията,
съществените и преимущества по-отношение на конструкцията и охлаждането на
преобразувателите (безпотенциални модули) ги направи приоритетно използвани
във всички видове ПРУ за съвременните електрически транспортни средства. В
последно време и GTO и IGBT се произвеждат в така наречените стандартизирани
IPM (integrated power module) – интегрирани мощностни модули. Качествата на
IPM модулите, изградени на базата на IGBT, определят приоритетното им
приложение в транспортните средства, в изграждането на инвертори, управляеми
изправители, импулсни регулатори за задвижване на транспортни средства за
железопътния и градския транспорт. С това се постига не само подобряване на
9
тяговите характеристики на състава, но и повишаване на енергетичните им
параметри и качества на използваната електрическа енергия. Въпреки
усложняването на силовата схема на транспортното средство, се вграждат така
наречените четириквадрантни преобразуватели, позволяващи промяната на
характера на използваната електрическа енергия от състава. [18]
1.1. Основни показатели, определящи енергийните качества на
тяговите електрически товари в железопътния транспорт
Условно разделям тези показатели на две групи. Първата група включва
показателите, определящи енергийната ефективност на тяговия товар. Те дават
информация за активния разход на електроенергия за извършване на определена
работа и загубите при преобразуване на енергията. Това са параметрите
коефициент на полезно действие (КПД), специфичен и относителен разход на
електроенергия. Те не дават информация за качеството на електрическата енергия,
консумирана от състава.
Втората група включва така наречените енергетични показатели. Те
показват качеството на електрическата енергия, консумирана от ЕТС, нейният
характер (активен, реактивен), както и формата на захранващото напрежение и
тягов ток, т.е. наличието на висши хармоници. Основен комплексен енергетичен
параметър е коефициента на мощност (Км), който ще бъде разгледан по-нататък.
1.1.1. Коефициент на полезно действие (КПД)
Основен показател, характеризиращ енергийната ефективност на тяговия
подвижен състав е неговият коефициент на полезно действие (η). Той се разглежда
при еднопосочен път на електроенергията от ТП към движещите колооси и е
отношение на изходящата мощност към входящата. Трябва да отбележим, че
общият КПД за едно транспортно предприятие (ηт) зависи и от КПД на системата
за електроснабдяване, тъй като е произведение на отделните съставящи го
компоненти. Най-голямо влияние за колебанията на общия КПД оказва тяговото
електрозадвижване и нивото на захранващото напрежение на тяговата мрежа.
КПД на тяговата захранваща система намалява с понижаване на номиналното
10
захранващо напрежение. Ето защо при определяне на енергийната ефективност на
тяговата система това трябва да се отчита. Големината на КПД характеризира
възможностите на определено техническо решение.[14][29]
При последователно свързани няколко съоръжения или системи, общият
КПД е произведение на КПД на отделните съставящи. Така например за
транспортното предприятие общият КПД за неавтономна тяга е:
(1.1) 𝜂ТС = 𝜂𝐶𝐸 . 𝜂𝐶𝐻 . 𝜂ТЗ
където ηсе - КПД на системата за електроснабдяване;
ηсн - КПД на ЕПС за собствени нужди;
ηтз - КПД на тяговото електрозадвижване.
За по-комплексна оценка се използва енергетичният КПД (𝜂Е), който се
получава, като се отчетат и загубите за производство (𝜂П), транспорт (𝜂𝑇) и
съхранение на енергийния носител.
(1.2) 𝜂Е = 𝜂𝑇 . 𝜂П
Проведените проучвания от нас в тази насока показват, че най-голямо
влияние за колебанията на т на неавтономната електрическа тяга оказва тяговото
електрозадвижване и нивото на захранващото напрежение на системата за
електроснабдяване. Ето защо изследването на тяговите електрозадвижвания и
възможностите за тяхното усъвършенстване представлява цел, която стои пред
изследователите в областта на електрическата тяга.
Системата за тягово електрозадвижване се състои от три основни
подсистеми: предавателна система, тягов електродвигател и ПРУ. КПД на
тяговото електрозадвижване (ТЕЗ) е произведение от КПД на отделните
подсистеми.
(1.3) 𝜂ТЗ = 𝜂ТД. 𝜂ПС. 𝜂ПРУ
Първите две КПД са сравнително постоянни за различните видове тягови
електрозадвижвания (ТЕЗ). Може да се докаже, че КПД на ПРУ се оказва особено
важен за енергийната ефективност. Той се изменя в твърде широки граници (пру
= 0,5÷1) при регулиране в основните режими на работа на ЕТС. В съвременните
ПРУ за ТЕЗ се използват различни силови електронни преобразователи и
регулатори (токоизправители АС/DС, импулсни регулатори DС/DС (АС/АС),
11
инвертори DС/АС). Затова ролята им придобива решаващо значение, както за
енергийната ефективност, така и за развитието и усъвършенстването на тяговите
електрозадвижвания.
1.1.2. Относителен разход на електрическа енергия
Относителният разход на енергия от един влак представлява отношението
на общата консумирана от тяговата мрежа електрическа енергия и пробега на
влака – e*, kWh/km и се определя по формулата:
(1.4) 𝑒∗ =𝐸
𝑆 , kWh/km
където E - е отчетения по електромер разход на енергия за определен период от
време, kWh;
S – пробег на влака за същия период от време, km.
Чрез формула (1.4) се отчита разхода на енергия за единица пробег. В
практиката този показател е основен при планиране на необходимите количества
трафична електрическа енергия.
1.1.3. Специфичен разход на електрическа енергия
Специфичният разход на енергия на един влак представлява отношението
на общата консумирана от тяговата мрежа, електрическа енергия и брутната
превозна работа (брутотон-километър), извършена от подвижния състав –
Wh/t.km. Той се определя по формулата:
(1.5) 𝑒 =𝐸
𝑚бруто.𝑆 Wh/t.km
където mбруто е общата средна експлоатационна маса на влака, t.
Показателят, определен по формула (1.5), дава общата енергоемкост на
транспортния процес. В практиката този показател служи за оценка на
енергийната ефективност на превозите. На базата на тези показатели при
обработката на данните отчетени по пътен лист от показанията на електромерите
на локомотиви, имащи такива, може да се направи подробен анализ в тази насока.
12
1.2. Основни показатели, определящи енергетичното поведение на
тяговите електрически товари в железопътния транспорт
За оценка на качеството на приемането на енергия от едно ЕТС (или по-
общо на едно електрическо съоръжение) трябва да се отчетат два критерия:
Загуби при пренасянето на енергия;
Влияние върху други съоръжения (мрежови обратни връзки или
електромагнитна съвместимост (ЕМС)). В останалите съоръжения не трябва да
се причиняват възпрепятстващи работата им смущения.[12][43][10][55][62][68]
При ЖП транспорт на ЕМС трябва да се обърне особено внимание.
Тяговите контактни мрежи (ТКМ) са много сериозен източник на смущения в
сравнение с останалите захранващи мрежи. Сравнително близо под или до тях
обикновено се намират електрически вериги (комуникационни, съобщителни и
др.) с много по-ниско ниво на сигналите, на които чувствително може да се влияе
[10][11].
Най-общо токът на промепливотоково ЕТС би могъл да съдържа различни
компоненти, например:
съставки с честота на мрежата, с еднаква фаза с мрежовото напрежение
или фазово изместени;
високочестотни съставки;
кратковременни, произволни съставки (по-нататък не се разглеждат).
Получаването на активна мощност (например за упражняване на
теглителна сила) при неизкривено, т.е. чисто синусоидално активно напрежение,
само на мрежова честота се дължи на синфазна с напрежението токова съставка.
Тази съставка се нарича активен ток.
Всички останали периодични съставки (висши хармоници), наречени
реактивни, водят само до колебания на енергията в преносната мрежа, причиняват
допълнителни загуби и поради това са нежелани. Те възникват преди всичко при
ЕТС със статичен преобразувател, а такива са всички ЕТС експлоатирани в жп
транспорт. Известно е, че силовите статични преобразуватели предизвикват
нечетни хармоници [6][67].
13
Ако различни ЕТС трябва да бъдат сравнени помежду си, това трябва да
стане с помощта на следните основни показатели:
Коефициент на мощност (КМ) - дефиниран като отношение на приетата
активна мощност към цялата пренасяна мощност. Той достига своя максимум (1)
при идеални условия. При връщане на енергия (рекуперативно спиране) той става
отрицателен. При приемане на активна енергия загубите в преносната мрежа са
обратно пропорционални на квадрата на КМ, например при КМ=0,5, възникват
четирикратни загуби в преносната мрежа;
Високочестотен паразитен ток - обща стойност за деформацията на тока
на ЕТС, при което отделните компоненти на честотата съответстват на
чувствителността на човешкия слух. От тези компоненти се получават
смущаващи влияния върху комуникационните съоръжения.
1.2.1. Коефициент на мощност
Коефицентът на мощност дава реална оценка за качеството на приеманата
енергия от едно ЕТС. Представлява отношението на приетата активна мощност
към цялата пренасяна мощност и при идеални условия достига максимална
стойност 1. Той е функция на фактора на мощност (cos(φ)), който представлява
косинуса от ъгъла, на който вектора на първия хармоник на тока изостава от
напрежението и коефициента на несинусоидалност (ν). Тези параметри са
разгледани поотделно.[68]
Коефициентът на мощност при несинусоидални ток и напрежение се
дефинира с формулите:
(1.6) 𝑘М =𝑃1
𝑆=
𝑈1.𝐼1.𝑐𝑜𝑠(𝜑)1
𝑈𝑒𝑓𝑓.𝐼𝑒𝑓𝑓
(1.7) Като при 𝑈 1 ≅ 𝑈𝑒𝑓𝑓 → 𝑘М =𝑈𝑒𝑓𝑓.𝐼1.𝑐𝑜𝑠(𝜑)1
𝑈𝑒𝑓𝑓.𝐼𝑒𝑓𝑓= 𝜈1. 𝑐𝑜𝑠(𝜑)1
където U(1), I(1), cos (1) и P(1), са съответно ефективните стойности на
напрежението и тока на 1-ви хармоник, ъгълът на дефазиране между тях и
активната мощност пренасяна от основния хармоник, W;
Ueff, Ieff – действителни ефективни стойности на тока и напрежението;
I – коефициент на несинусоидалност на тока – I = I(1) / Ieff;
14
S – привидна мощност, VA.
1.2.2. Коефициент на несинусоидалност (ν)
При увеличаване на високочестотните съставни в кривата на тока, ν
намалява. Това е вторият основен показател за сравнение в енергетично
отношение на ЕТС, захранвани от променливотокова мрежа, с различни тягови
преобразуватели [14, 48].
Коефицентът на несинусоидалност ν (коефицент на формата на тока) се
определя от:
(1.8) 𝜈 =𝐼1
𝐼𝑒𝑓𝑓=
𝐼1
√𝐼12+𝐼𝜈
2
където Iν- обща ефективна стойност на висшите хармонични в кривата на тока;
На Фиг.1.1. е показано изследване на изменението на коефициента на
несинусоидалност при електромотрисни влакове с импулсни токоизправители на
входа (ЕМВ 30, 31) в режими на тяга и електрическо спиране. Големината на
паразитния високочестотен ток се запазва постоянна при различни натоварвания,
затова висок коефициент на мощност се получава при по-големи натоварвания.
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
-1,25 -1,00 -0,75 -0,50 -0,25 0,00 0,25 0,50 0,75 1,00 1,25
, o.e.
I1*,
o.e.
РЕКУПЕРАЦИЯ ТЯГА
Фиг.1.1. Зависимост на коефициента на синусоидалност “ν” от
относителното натоварване на трансформатора
15
1.2.3. Показател общи хармонични изкривявания, THD%
Показателят THDI,U, % се отчита поотделно за напрежението и тяговия ток.
Този показател, подобно на ν, характеризира деформацията на кривата на
напрежението(тока) и наличието на висши хармоници в процентно отношение от
ефективната стойност на първия хармоник. Показаният израз дава връзката между
показателя THDI% и коефициента на несинусоидалност ν.
(1.9) 𝜈 =1
√1+(𝑇𝐻𝐷%
100)
2=
1
√1+(√∑ 𝐼(𝑡)
2∞𝑡=2
𝐼1)
2=
1
√(𝐼2
𝐼(1)2 )
=𝐼(1)
𝐼
В настоящата разработка изследването е орентирано към определяне на
основните енергетични параметри на експлоатираните у нас ЕТС, захранвани от
променливотокова мрежа. Изследвани са възможностите за тяхното подобряване.
За аналитични изчисления са използвани формули (1.10)-(1.14). От тях за
конкретно изследваното схемно решение на ЕТС, се определят съответно
ефективната стойност на пълния ток I, синусовата Im1I и косинусовата съставящи
Im1II на първия хармоник на тока, ефективната стойност на първия хармоник на
тока І1 и неговото дефазиране спрямо напрежението φ1.
(1.10) 𝐼 = √2
𝜋∫ [𝑖(𝜔. 𝑡)]2. 𝑑(𝜔. 𝑡)
𝜋
0 ,A
(1.11) 𝐼𝑚𝐼𝐼 =
2
𝜋∫ 𝑖(𝜔𝑡). 𝑠𝑖𝑛(𝜔. 𝑡). 𝑑(𝜔. 𝑡)
𝜋
0 ,A
(1.12) 𝐼𝑚𝐼𝐼𝐼 =
2
𝜋∫ 𝑖(𝜔𝑡). 𝑐𝑜𝑠(𝜔. 𝑡). 𝑑(𝜔. 𝑡)
𝜋
0 ,A
(1.13) 𝐼1 =1
√2√(𝐼𝑚𝐼
𝐼)2 + (𝐼𝑚𝐼𝐼𝐼)2 ,A
(1.14) 𝜑1 = 𝑎𝑟𝑐𝑡𝑔 [𝐼𝑚𝐼
𝐼𝐼
𝐼𝑚𝐼𝐼 ]
Основна цел и задачи на представените изследвания в монографията
Основният проблем на всички ЕТС експлоатирани в ЖП транспорт със
постояннотоково електрозадвижване, независимо от начина на регулиране на
режимите на работа са ниските енергетични параметри. Ниските стойности на
коефициента на мощност водят до увеличаване разхода на реактивна мощност и
деформация формата на тяговия ток. Всичко това е свързано с допълнителни
16
загуби, понижаване на напрежението и намаляване на ефективността на тяговата
енергоснабдителна система.
Една от възможностите за подобряване на енергетическите показатели на
тяговата система за ЖП транспорт е използването на стационарни компенсиращи
устройства в тяговите подстанции. Недостатъкът на този начин на компенсиране,
е че се намалява външното за тяговата енергозахранваща система потребление на
реактивна мощност, а вътрешното остава. В режимите на рекуперация поради
значителното увеличаване на потреблението на реактивна мощност се увеличават
допълнителните загуби в ТЕС, а оттам и ефективността на рекуперация.
Актуалност на представените изследвания и анализи
Един от най-ефективните начини за повишаване на коефициента на
мощност на системата е намаляване на консумацията на реактивна енергия в
самите ЕТС. Това се постига чрез вграждане на управляеми компенсатори на
реактивна мощност в силовата схема на ЕТС, свързани на вторичната страна на
тяговия трансформатор. Те се изграждат на базата на съвременни
полупроводникови прибори (тиристори, транзистори) и микропроцесорно
управление. Режимът им на работа е съгласуван с този на ЕТС, поради факта, че
по време на движение и спиране се променя големината на потребяваната
реактивна мощност. Типичен пример за подобно решаване на проблемите са ЕМВ
„SIEMENS DESIRO Classic” с променливотоково асинхронно електрозадвижване.
Те са оборудвани с четириквадрантни преобразуватели с IGBT, позволяващи
регулиране на коефициента на мощност във всички режими на работа на ЕТС [59].
Актуалността на направените изследвания и анализи в монографията се
определя от това, че има реална необходимост от проектиране и вграждане на
регулируеми компенсатори на реактивна мощност в повечето експлоатирани в
момента ЕТС в ЖП транспорт у нас. С това ще постигне обезпечаване на високи
стойности на коефициента на мощност във всички работни режими на ЕТС, а
оттам и икономия на енергия и средства. По този начин, експлоатираните в жп
транспорт ЕТС, ще отговорят на съвременните евронорми за качество на
потребявана електрическа енергия.
17
Основни цели в изследванията и разработките в монографията
Да се направят аналитични и експериментални изследвания на
енергетичните параметри на основните схемни варианти на ПРУ, експлоатирани
в ЕТС в жп транспорт. Да се извърши анализ на получените резултати и
възможните начини и средства за повишаване на КМ. На базата на математическо
и програмно моделиране, да се проектират и разработят схемни варианти на
управляеми компенсатори на реактивна мощност, за конкретни ЕТС със занижени
енергетични параметри, експлоатирани в жп транспорт у нас.
За постигане на основните цели в следващите глави на настоящата
разработка са решени следните основни задачи:
Направено е подробно аналитично изследване на енергетичните
параметри на основните схемни решения на пускорегулиращи устройства за
електрически транспортни средства за променлив ток. Анализ на съществуващите
начини и средства за повишаване на КМ;
По конкретно създадена за целта методика е проведено експериментално
изследване в реални експлоатационни условия, със специализирана цифрова
измервателна техника, на енергетичните параметри на всички серии локомотиви
и ЕМВ, експлоатирани в жп транспорт, у нас. Измерванията са направени в
избрани за целта тягови подстанции и ЕТС;
Направен е обстоен анализ на получените резултати от аналитичното и
експерименталното изследване.
Създаден е математически модел на системата «тягова подстанция-
контактна мрежа – ЕТС», позволяващ изследването на електромагнитните
процеси в ТЕС и ЕТС в режимите на тяга, електрическо спиране и компенсация
на ЕТС и определяне на основните параметри на тези режими;
Проектиран е активен компенсатор на реактивна енергия за вграждане в
конкретно избрано за целта ЕТС, със занижени енергетични параметри.
Изчислени са електрическите натоварвания на елементите от силовата му верига
и е разработен алгоритъм за управление, позволяващ постигане на висок
коефициент на мощност в работния диапазон на изменение на тяговия ток и
захранващото напрежение на ЕТС.
18
Крайната цел на представената разработка е да се създаде адаптивна
методика за аналитично и експериментално изследване на енергетичното
поведение на ЕТС за променлив ток, с различен тип ПРУ, и възможности за
оптимално проектиране и вграждане на активни компенсиращи устройства в
силовата им схема.
19
Глава 2. Аналитично изследване на енергетичните параметри на
основните схемни решения на пускорегулиращи устройства за
електрически транспортни средства за променлив ток
Системата на захранване на ЕТС в БДЖ е еднофазна с ниво на
напрежението 25kV, 50Hz. Тя изисква в електрическия подвижен състав да има
понижаващ трансформатор и определен тип регулатор на напрежението.
Необходимостта от регулиране скоростта на движение налага изменение на
подаваното напрежение на тяговите двигатели, което в зависимост от вида на ПРУ
може да става степенно или плавно. В основната част експлоатирани
електрическите локомотиви и ЕМВ у нас регулирането на напрежението става
чрез промяна коефициента на трансформация от голям брой отклонения на
автотрансформаторната намотка и специален електрически апарат. Този апарат,
наречен автотрансформаторен превключвател на степените, променя
напрежението със скок, а не плавно, което води до неблагоприятни електрически
и механични последици, нарушава комфорта. Плавното регулиране на
напрежението с тягов токоизправител избягва тези основни недостатъци на
предходния метод. Такива са преобразувателите на локомотивите 61-серия, 46-
200, 44-01, 30 и 31-серия. При ЕМВ “Дезиро” на Simens се извършва и регулиране
на коефициента на мощност чрез четириквадрантен преобразувател на входа,
който ще бъде изследван по-нататък в монографията.[1][3]
Съществено изискване към електрическата тяга е постигането на
теглителните характеристики да става при сравнително високи енергетични
показатели на преобразувателя, т. е. поддържане на висок коефицент на мощност
в целия работен диапазон. Тази необходимост ПРУ да реализира плавно
регулиране на теглителната сила, при високи енергетични параметри в целия
работен диапазон е основна и е повлияла на насоката на развитие на тези
устройства през последните години.
20
2.1 Аналитично изследване на енергетичните параметри на
електрически транспортни средства с неуправляеми силови изправители
Голям процент от експлоатираните в ЖП транспорт у нас електрически
локомотиви и ЕМВ (серии 43, 44, 45, 46, 87, 32, 33) са с неуправляеми силови
изправители (диодни). Те са реализирани със старо поколение силови електронни
елементи със занижени електрически параметри, което значително усложнява
схемата и експлоатацията им.
На Фиг.2.1. е показана опростена силова схема на електрически локомотив
SKODA с еднофазен неуправляем изправител. Вижда се, че всеки мостов
изправител захранва по два паралелно включени ТД. Регулирането на
напрежението на ТД става с помощта на автотрансформатора АТ, който има 32
напреженови степени. За изглаждане на пулсациите на изправения ток
последователно с котвата на ТД е включен изглаждащ реактор (ИР), поради факта,
че изправеният ток е пулсиращ.
В процеса на изправяне на тока се изменя съотношението между тока на ТД
и тока черпен от КМ. Това изменение се обуславя от коефицента на
трансформация и от относително ниския коефицент на мощност на
преобразувателя. При първите степени на трансформация, т. е. при ниските
Фиг.2.1. Принципна схема на електрически локомотив с неуправляеми
вентили
21
скорости на движение този ефект е най-ясно изразен. Външната характеристика
на токоизправителят зависи основно от електромагнитните процеси, протичащи
при изправяне на тока. Поради натрупаната в намотката на трансформатора
електромагнитна енергия, посоката на тока в намотката му не се изменя
мигновено, а за някакво време, което се нарича “период на комутация”.
Различаваме два последователни процеса за всеки полупериод на работа на
токоизправителя:
Изправяне - когато токът протича през една от групите диоди /проводящ
период/;
Комутация - когато постепенно се променя посоката на тока във
вторичната намотка на трансформатора и токът се прехвърля от едната група
диоди към другата.
През целия процес на комутация напрежението на изхода на изправителя е
равно на нула, тъй като диодите са отпушени едновременно и постоянно, и
токовата верига е дадена на късо. При това съвсем естествено е, че средната
стойност на изправеното напрежение намалява, а токът се поддържа за сметка на
електромагнитната енергия, запасена в индуктивностите на веригата.
На Фиг.2.2. са показани диаграми на измененията на токовете и
напреженията от променливотоковата и постояннотоковата страна.
Фиг.2.2. Диаграми на токовете и напреженията в момент на комутация
22
Средната стойност на изправеното напрежение се определя от
зависимостта:
(2.1) 𝑈𝑑 =1
𝜋∫ √2. 𝑈2𝑠𝑖𝑛(𝜔. 𝑡). 𝑑(𝜔. 𝑡) =
√2.𝑈2
𝜋. [1 + 𝑐𝑜𝑠(𝛾)]
𝜋
𝛾 ,V
където Ud е средната стойност на изправеното напрежение;
𝑈2 е ефективната стойност на напрежението нa вторичната намотка на
трансформатора;
γ - ъгъл на комутация.
Ъгълът на комутация, може да се определи, като се изходи от факта, че за
периода на комутация, токът накъсо в намотките на трансформатора, трябва да
стане два пъти тока на пропускане. За времето на преходния процес може да се
приеме, че токът на комутация (в режим на късо) е ограничен само от
индуктивността на намотката на трансформатора.[19]
Диодите в изправителя се отпушват и запушват само под въздействието на
поляритета на входното захранващо напрежение. Поради наличие на ъгъл на
комутация γ и отсъствие на фазово регулиране коефициента на мощност е
приблизително – Км=0,8÷0,85. Тази система на преобразуване има сравнително
добър коефициент на мощност, но не достатъчно висок. Необходимо е фактора на
мощност, който е функция на Км да е по-голям от 0,9. За неговото частично
компенсиране преди години се използваха пасивни капацитивни уредби, в днешно
време те се заменят с активни компенсаторни уредби. В този случай, обаче,
проблемът не се решава напълно, тъй като обменът на реактивна енергия между
тяговите подстанции и транспортните средства остава, което предизвиква
допълнителни загуби в тяговата мрежа.
Друг представител на ЕТС в парка на БДЖ от същото поколение с диоден
изправител и степенно регулиране на напрежението е ЕМВ серии 32 и 33.
Характерна особеност при тях е регулирането на скоростта на движение, чрез
степенно изменение на напрежението от вторичната страна на главния
трансформатор (Фиг.2.3.). Използвана е специфична силова схема на
токоизправител, при който се осъществява разнополупериодно изправяне. На
всички четни позиции се получава еднакво за двата полупериода изправяне, а на
23
нечетните – разнополупериодно. Това специфично регулиране води до постоянно
подмагнитване на трансформатора и повишаване на консумираната реактивна
енергия, а оттам и до влошаване на КМ.
От многократни измервания е установено, че те имат значително по-голям
специфичен разход на електроенергия. По данни от депо Горна Оряховица, от
Фиг.2.3. Принципна схема на свързване на тягов изправител в силовата
схема на ЕМВ 32-00 серия
Среден помесечен специфичен разход на
електроенергия
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
месец
ЕМВ пътническо товарно
Фиг.2.4. Отчетени данни от депо Горна Оряховица за специфичен разход
на ЕМВ 32
24
диаграмата на Фиг.2.4. се вижда, че за определени месеци специфичният разход
на електроенергия превишава до 19% специфичния разход на електроенергия на
електрически локомотив за пътническо движение.
При проведени от нас експериментални изследвания са отчетени всички
характерни показатели на ЕМВ. При ускоряване на ЕМВ се получава голямо
понижаване на напрежението в КМ. Изразходваната средна активна енергия за
едно потегляне с продължителност 84 s е 1761,3 kW. Пълната електроенергия за
това ускорение е 41,1 kWh за достигане на 108 km/h. Полученият разход е с 64%
по-висок от нормативния. Консумираната електрическа енергия за първите 38 s
на ускорение е 18,1 kWh.
Факторът на мощността при ускорение до 65 км/h, на база измерена активна
и реактивна енергия е cos(φ)=0,675. Отчетената минимална стойност на
захранващото напрежение е 19,3 kV, а максималната стойност е 26,7 kV.
Получените резултати при направените изследвания показват, че в крайградската
зона, характеризираща се с къси мeждугария, специфичният разход на енергия
нараства допълнително, а това от своя страна води до увеличен специфичен
разход на енергия за цялото пътуване.
Тези недостатъци на състава водят до необходимост от търсене на схемни
възможности, посредством модернизация, за повишаване на енергетичните
показатели на състава. Конкретни технически предложения от моя страна, за
подобряване на енергетичните показатели на състава, са направени преди повече
от 15 години, когато ресурсът за модернизация на състава беше значителен. Тези
разработки са направени на базата на съвременна електронна техника и ще бъдат
показани по-нататък.
2.2. Аналитично изследване на енергетичните параметри на
електрически транспортни средства с управляеми силови токоизправители,
реализирани с еднооперационни тиристори
Изискването за плавно регулиране, по-добър комфорт и възможност за
евентуално използване на рекуперация при ЕТС е наложило смяната на диодните
силови изправители с тиристорни. В миналото основно са се използвали
25
еднооперационни тиристори. В жп транспорт те намират приоритетно
приложение, тъй като цената им е значително по ниска от двуоперационните
тиристори (GTO). Обикновенните тиристори имат възможността да се управляват
само при отпушване, докато запушването им става по естествен начин, вследствие
на подаваното обратното напрежение върху структурата. [34][35]
Полууправляемите еднооперационни силови тиристори са елементи, които
се отпушват при подходящ поляритет на захранващото напрежение и подаване на
управляващ импулс, а се запушват под въздействието на обратния поляритет на
захранващото напрежение.[51]
2.2.1. Аналитично изследване на енергетичните параметри на
симетричен тиристорен и несиметричен диодно-тиристорен
токоизправители
Известни са два вида управляеми изправители в зависимост от вида на
изправителните елементи в четирите рамена на моста и от начина на управление
– симетричен тиристорен изправител и несиметричен диодно-тиристорен
изправител. Те притежават различни качества в енергетично отношение, които са
показани по-нататък. Ако в две от рамената на мостовия еднофазен
токоизправител има тиристори, а в другите две рамена – диоди, токоизправителят
ще може да регулира изправеното напрежение от нула до захранващото, във
функция от ъгъла на отпушване α. Средната стойност на изправеното напрежение
се определя от зависимостта:
(2.2) 𝑈𝑑 =√2.𝑈2
𝜋. [1 + 𝑐𝑜𝑠(𝛼)] ,V
При този тип изправители се прилага фазово регулиране, поради това, че
при него управлението се осъществява благодарение на изменението на фазата на
подаване на отпушващия импулс (ъгъл α). Това регулиране се характеризира с
много нисък коефициент на мощност, основно поради изоставане на първия
хармоник на тока спрямо кривата на напрежението, т.е. влошаване на сos(φ1). На
Фиг.2.5 и Фиг.2.6 са показани графичните изменения на токовете и напреженията,
изправеното напрежение и коефициента на мощност при двата вида най-често
26
използвани в силовата техника управляеми изправители - несиметричен (диодно-
тиристорен) токоизправител и симетричен (тиристорен).
На Фиг.2.7 графично са сравнени в енергетично отношение трите вида
изправители (1- диоден, 2 – симетрично-тиристорен и 3 – диодно-тиристорен).
Показани са и изведените зависимости за определяне на КМ за разглежданите
схемни решения на токоизправители. Вижда се, че диодно-тиристорния
изправител е по-добър в енергетично отношение от симетричния, но при
съвременните ЕТС той е неприложим, поради факта, че ЕТС не може да реализира
рекуперативно спиране. Очевидни са и съществените недостатъци на
тиристорните изправители. Например в зоната на ниските относителни стойности
Фиг.2.5 Несиметрична схема на
диодно-тиристорен
токоизправител
Фиг.2.6. Симетричен тиристорен
токоизправител
27
на изправеното напрежение (при потегляне на транспортното средство) КМ е
много нисък, което представлява съществен проблем.
2.2.2. Аналитично изследване на енергетичните параметри на
тиристорни токоизправители с многозоново регулиране
За да се намалят тези проблеми се прилагат различни схемни варианти за
изкуственото повишаване на КМ, като известното от 70 те години многозоново
регулиране, а след това и прилагане на изкуствена комутация. На базата на
тиристорен изправител с многозоново регулиране (без изкуствена комутация) е
реализиран маневрен електрически локомотив серия 61, Фиг.2.8. Преди няколко
години в завод Раде Кончар от парка на БДЖ бяха преустроени определен брой
локомотиви, серии 46-200, 44-01 и 44-02.
От силовата схема на Фиг.2.8 се вижда, че първата група тягови двигатели
се захранват от съответния преобразувател, състоящ се от два последователно
свързани несиметрични моста, включени към две независими намотки на
вторична страна на тяговия трансформатор. Управлението на преобразувателя е
разделено на четири зони, т.е. във всяка зона преобразувателя работи като
еднополупериоден.
Фиг.2.7. Изменение на коефициента на мощност за изследваните
токоизправители (1- диоден, 2 – симетричен-тиристорен и 3 – диодно-
тиристорен)
28
І зона – преобразувателят работи като едноимпулсен. Отпушват се
тиристорите V11 и V13. Веригата се затваря през диодите V22 и V24.
ІІ зона – през положителния полупериод на входното напрежение на
трансформатора тиристор V11 е в проводящо състояние (отпушен). Управлява се
тиристор V14, който пропуска ток в отрицателния полупериод. Стойността на
напрежението ще зависи от ъгъла на отпушване на този тиристор. Токовият
контур се затваря през диоди V22 и V23.
ІІІ зона – Транзистори V11 и V14 пропускат ток в двата полупериода. Ъгълът
на отпушване се регулира от тиристор V13.
ІV зона – Тиристори V11, V13 и V14 са напълно отпушени. Напрежението се
регулира от ъгъла на отпушване на тиристорV12. В края тази зона работи при
напълно отпушени елемента свързани в серия.
Фиг.2.8. Принципна схема на свързване на многозонов тиристорен
изправител при електрически локомотив серия 61-00
29
Въпросът, свързан с подобряване на ефективността на електрическата тяга
е сложен и многостранен, поради високите изисквания към ЕТС. Всяко едно от
възможните организационни или технически решения за постигане на тази цел,
освен своите предимства, крие и определени недостатъци. Поради това основната
цел е задачата да бъде решена оптимално. Необходимо е тяговият преобразувател
да реализира плавно изменение на напрежението, захранващо тяговите машини,
необходимите тягови характеристики на возилото, като при това да поддържа
високи енергетични параметри в целия регулируем диапазон.
В зависимост от режима на работа на транспортното средство,
коефициентът на мощност се определя от големината и формата на променливия
ток, напрежението, зоните и ъгъла на отпушване на управляемите
полупроводникови елементи, а така също и от настройката на системата за
управление.
При посочените транспортни средства успоредно с регулирането ъгъла на
отпушване на тиристорите се изменя и коефициентът на трансформация, поради
секциониране на вторичната намотка на трансформатора.
Средната стойност на изправеното напрежение при многозоновото
регулиране с m на брой секции се определя от зависимостта:
(2.3) 𝑈𝑑𝛼 =2.√2
𝜋⋅ 𝑈2 ⋅ [∫ (𝑚 − 1). 𝑠𝑖𝑛( 𝜔. 𝑡). 𝑑(𝜔. 𝑡)
𝜋
2−𝛼
0+ ∫ 𝑚. 𝑠𝑖𝑛( 𝜔. 𝑡). 𝑑(𝜔. 𝑡)
𝜋
2𝜋
2−𝛼
] =
=2. √2
𝜋⋅ 𝑈2 ⋅ [𝑚 − 1 + 𝑠𝑖𝑛( 𝛼)]
За намиране формата на тока се приема, че трансформаторът е идеален и
броят на навивките на всяка една от вторичните намотки е еднакъв.
Коефициентът на трансформация е равен на:
(2.4) 𝑘𝑇 =𝑈1
𝑈2=
𝐼𝑑
𝐼1=
𝑤1
𝑤2
където U1 е ефективната стойност на първичното напрежение;
U2 - е ефективната стойност на вторичното напрежение;
w1,w2 - броят на навивките на първичната и вторичната намотка на тяговия
трансформатор.
30
На основата на равенството на магнитодвижещо напрежение в идеален
трансформатор при m - вторични секции ще имаме:
(2.5) 𝐼1. 𝑤1 = 𝑚. 𝑤2. 𝐼𝑑.,
следователно:
(2.6) 𝐼1 =𝑚
𝑘𝑇⋅ Id
След подходящи преобразования за kM се получава:
(2.7) 𝑘𝑀 =2.√2
𝑝⋅
𝑚−1+𝑠𝑖𝑛(𝛼)
√1
𝑝⋅[(𝑚−1)2.(𝑝−2.𝛼)+2.𝛼.𝑚2]
От последната формула за двузоново регулиране се извежда зависимостта:
(2.8) 𝑘𝑀 =2.√2.[1+𝑠𝑖𝑛(𝛼)]
√𝜋.(𝜋+6.𝛼)
На Фиг.2.9 са показани зависимостите kM =f(Ud / Ud0) за многозоново
регулиране с естествена комутация (крива 1) и двузоново регулиране с изкуствена
комутация (този начин на регулиране представлява следваща стъпка в техниката
с цел подобряване на енергетичните показатели и е изследван по-нататък), крива
2. Вижда се, че крива 2 в зоната на номинални и повишени натоварвания лежи над
крива 1. Може да се направи извода, че при двузоново регулиране с изкуствена
комутация се получават по-добри резултати в енергетично отношение, в
сравнение с тези при многозоновото регулиране без изкуствена комутация.[30]
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1
kM
Ud
Udo
1
2
Фиг.2.9. Изменение на КМ за схеми с многозоново регулиране с
естествена комутация и двузоново регулиране с изкуствена комутация
31
2.2.3. Аналитично изследване на енергетичните параметри на
тиристорни токоизправители с изкуствена комутация и зоново регулиране
Известни са редица методи за регулиране, при които чрез подходящ
алгоритъм на системата за управление, захранващото напрежение на изправителя
се включва и изключва към захранващата мрежа, като по-този начин се получава
крива на тока симетрично разположена по отношение полувълната на
напрежението, при което коефициентът на мощност се определя само от степента
на изкривяване на мрежовия ток.
За частично компенсиране на недостатъците на тиристорните изправители
в енергетично отношение в редица тягови ПРУ се използва изкуствена комутация.
Важен момент в това управление е внедряването на изкуствената комутация на
тиристорите, като едно ново по качество явление за разлика от естествената
комутация, която се наблюдава и в диодните токоизправители. Естествената
комутация на тока в тиристорите (нарастване на тока при отпушване и намаляване
на същия при запушване) става благодарение на захранващото напрежение,
докато под изкуствена комутация се разбира нулирането на тока през тиристорите
/диодите/, когато те са захранен с право на тяхната проводимост напрежение. В
този смисъл отпушването на тиристора и свързаната с това поява на ток през него
е естествена комутация, докато неговото запушване без да се е променила
полярността на захранващото нопрежение е изкуствена комутация.
При обикновените тиристори изкуствената комутация става благодарение
на допълнителни устройства (комутатори). Участието на комутатори в работата
на преобразувателя по принцип повишава комутационните загуби, но при
подходящо управление увеличава коефицента на мощност. Теоретично
коефицентът на мощност нараства от 0,957 при еднозонов токоизправител с
изкуствена комутация на 0,979 при двузонов токоизправител.
За да се оцени влиянието на изкуствената комутация върху енергетичната
ефективност на преобразувателя е направено аналитично изследване и сравнение
на енергетичните показатели на еднофазен изправител с изкуствена комутация
при различни режими на регулиране, като са приети следните допускания:
изправеният ток е идеално изгладен (Ld= ), ъгълът на комутация е равен на
32
нула( =0, Lтр=0) и активното съпротивление на трансформатора и товарната
верига са пренебрегнати.
На Фиг.2.10 и Фиг.2.11. са показани силовата верига на изправителя и
диаграмите на изменение на напрежението при различни алгоритми на
управление. За пояснение Ld е индуктивност на постояннотоковата верига, а Lтр
е индуктивност на разсейване на трансформатора.
В зависимост от начина на управление и регулиране на изправеното
напрежение са разгледани три типични режима на работа.
Режим А. Регулиране от началото на кривата на захранващото напрежение
с дължина на импулса . Средната стойност на изправеното напрежение се
определя от израза:
Фиг.2.10. Силовата верига на изправителя
Фиг.2.11. Диаграми на изменение на изправеното напрежение при
различни алгоритми на управление
33
(2.9) 𝑈𝑑𝛼 =1
𝜋⋅ ∫ √2. 𝑈2. 𝑠𝑖𝑛( 𝜔. 𝑡). 𝑑(𝜔. 𝑡) =
𝛼
0=
2.√2
𝜋⋅ 𝑈2 ⋅
1−𝑐𝑜𝑠(𝛼)
2
Относителната стойност на изходното напрежение е:
(2.10) 𝑈𝑑𝛼
𝑈𝑑0=
1−𝑐𝑜𝑠(𝛼)
2
където 𝑈𝑑0 =2√2
𝜋. 𝑈2- максимална стойност на изправеното напрежение при =
0.
Ефективната стойност на тока на захранващата мрежа е:
(2.11) 𝐼 = √1
𝜋⋅ 𝐼𝑑2. 𝛼 = 𝐼𝑑 ⋅ √
𝛼
𝜋
където Id - средна стойност на изправения ток.
Енергетичните коефициенти се определят на базата на разлагане на
първичния ток в ред на Фурие, по показаните по-горе зависимости. Амплитудните
стойности на sin и cos съставящи на захранващия ток се определят от:
(2.12) 𝐼𝑚1,𝑆 = √2. 𝐼1,𝑆 =2
𝜋⋅ ∫ 𝐼𝑑. 𝑠𝑖𝑛( 𝜔. 𝑡). 𝑑(𝜔. 𝑡)
𝛼
0=
2
𝜋⋅ 𝐼𝑑. [1 − 𝑐𝑜𝑠( 𝛼)]
(2.13) 𝐼𝑚1,𝐶 = √2. 𝐼1,𝐶 =2
𝜋⋅ ∫ 𝐼𝑑. 𝑐𝑜𝑠( 𝜔. 𝑡). 𝑑(𝜔. 𝑡) =
𝛼
0
2
𝜋⋅ 𝐼𝑑. 𝑠𝑖𝑛( 𝛼)
С помощта на формули (2.12) и (2.13) се получават уравнения за cos,
коефициента на несинусоидалност и коефициента на мощност:
(2.14) 𝑐𝑜𝑠 𝜑 =𝐼1,𝑆
𝐼1=
𝐼1,𝑆
√𝐼1,𝑆2+𝐼1,𝐶
2= √
1−𝑐𝑜𝑠(𝛼)
2
(2.15) 𝜈 =𝐼1
𝐼= 2 ⋅ √
1−𝑐𝑜𝑠(𝛼)
𝜋.𝛼
(2.16) 𝑘𝑀 = 𝜈. 𝑐𝑜𝑠 𝜑 = [1 − 𝑐𝑜𝑠( 𝛼)] ⋅ √2
𝜋.𝛼
При сравнение на този способ на регулиране (крива 3) с тиристорно
регулиране с естествена комутация (крива 1) и диодно-тиристорно регулиране
(крива 2), показани на Фиг.2.12 а, б, в., се вижда, че той не дава никакви
преимущества. Кривите 1 и 2 са построени по следните аналитични зависимости:
Крива 1 Крива 2
𝑐𝑜𝑠 𝜑 = 𝑐𝑜𝑠 𝛼 𝑐𝑜𝑠 𝜑 = √1+𝑐𝑜𝑠 𝛼
2
34
(2.17) 𝜐 =2.√2
𝜋 𝜐 = 2. √
1+𝑐𝑜𝑠 𝛼
𝜋.(𝜋−𝛼)
𝑘𝑀 =2.√2
𝜋. 𝑐𝑜𝑠 𝛼 𝑘𝑀 = (1 + 𝑐𝑜𝑠 𝛼). √
2
(𝜋−𝛼).𝜋
Режим Б. Вторият способ на регулиране се състои в симетрично изменение
на ъгъла от двете страни от положението, когато кривата на напрежението
минава през нулата. За него могат да бъдат написани следните уравнения:
(2.18) 𝑈𝑑0 =2
𝜋⋅ ∫ √2. 𝑈2. 𝑠𝑖𝑛( 𝜔. 𝑡). 𝑑(𝜔. 𝑡) =
𝛼
0=
2.√2
𝜋⋅ 𝑈2. [1 − 𝑐𝑜𝑠( 𝛼)]
(2.19) 𝑈𝑑𝛼
𝑈𝑑0= 1 − 𝑐𝑜𝑠( 𝛼)
(2.20) 𝐼 = √1
𝜋⋅ (𝐼𝑑2. 𝛼 + 𝐼𝑑2. 𝛼) = 𝐼𝑑 ⋅ √
2.𝛼
𝜋
(2.21) 𝐼1,𝑆 =2.√2
𝜋⋅ 𝐼𝑑. [1 − 𝑐𝑜𝑠( 𝛼)]
(2.22) 𝐼1,𝐶 = 0
(2.23) 𝐼1 = √𝐼1,𝑆2 + 𝐼1,𝐶
2 =2.√2
𝜋⋅ 𝐼𝑑. [1 − 𝑐𝑜𝑠( 𝛼)]
(2.24) cos=1
(2.25) 𝑘𝑀 =2.[1−𝑐𝑜𝑠(𝛼)]
√𝜋.𝛼
От крива 4 на Фиг.2.12. а, б, в се вижда, че kM изцяло се определя от
коефициента на изкривяване и той е по-нисък от всички разгледани досега случаи.
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1
cos
Ud
Udo
1
2, 3
4, 5
Фиг.2.12, а. Изменение на cos(φ) за разглежданите схемни варианти на
токоизправители с изкуствена комутация
35
Режим В. При третия случай се прилага ШИР на напрежението.
Осъществява се симетрично регулиране от двете страни на максимума на кривата
на напрежението, с обща дължина на импулса 2. За него са изведени аналогични
зависимости:
(2.26) 𝑈𝑑𝛼 =2
𝜋⋅ ∫ √2. 𝑈2. 𝑠𝑖𝑛( 𝜔. 𝑡). 𝑑(𝜔. 𝑡) =
𝛼
0=
2.√2
𝜋⋅ 𝑈2. [1 − 𝑐𝑜𝑠( 𝛼)]
(2.27) 𝑈𝑑𝛼
𝑈𝑑0= 1 − 𝑐𝑜𝑠( 𝛼)
(2.28) 𝐼 = √1
𝜋⋅ [𝐼𝑑2. (𝜋 − 2. 𝛼)] = 𝐼𝑑 ⋅ √
𝜋−2.𝛼
𝜋
(2.29) 𝐼1,𝑆 =2.√2
𝜋⋅ 𝐼𝑑. 𝑐𝑜𝑠( 𝛼)
(2.30) 𝐼1,𝐶 = 0
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1
Ud
Udo
kM
1
2, 3
4
5
Фиг.2.12, в. Изменение на коефициента на мощност за разглежданите
схемни варианти
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1
Ud
Udo
1
2, 3
45
Фиг.2.12. б. Изменение на коефициента на несинусоидалност за
разглежданите схемни варианти
36
(2.31) 𝐼1 = √𝐼1,𝑆2 + 𝐼1,𝐶
2 =2.√2
𝜋⋅ 𝐼𝑑. 𝑐𝑜𝑠( 𝛼)
(2.32) cos=1
(2.33) 𝑘𝑀 =2.√2.𝑐𝑜𝑠(𝛼)
√𝜋.(𝜋−2.𝛼)
При този способ на регулиране се получават най-високи стойности на
коефициента на мощност (крива 5, Фиг.2.12, в). Недостатъкът и тук, както във
всички останали случаи е този, че в пусковия процес се получават ниски
стойности на коефициента на мощност. Изводът е, че използването на изкуствена
комутация при еднозоново регулиране е нерационално от гледна точка на
енергетичните показатели на устройството.
С цел да се потърсят възможности за оптимално използване на
тиристорните изправители в енергетично отношение е изследван вариант на
регулиране, при който е възможно да бъде получен максимален и неизменен
коефициент на мощност в работния диапазон на преобразувателя.
Принципната му схема е показана на Фиг.2.13. Схемата представлява
еднофазен изправител, свързан към вторичната намотка на тяговия
трансформатор, която се състои от две секции с различен брой навивки. С
помощта на комутиращо устройство се реализира двузоново регулиране на
вторичното напрежение на трансформатора. [30]
Фиг.2.13 Принципна схема на тиристорен изправител с двузоново
регулирани и изкуствена комутация
37
Посредством регулиране на ъгъла на отпушване на тиристорите в
комутиращия контур се изменя формата на кривата на първичния ток, а оттам се
повишават енергетичните параметри на устройството. Тяговите характеристики
на преобразувателя се осъществяват с тиристорен импулсен регулатор.
Принципът на регулиране при разглежданата схема може да бъде формулиран по
следният начин. Товарът е тягов двигател и при неговото развъртане, т.е
ускоряване на транспортното средство, товарният ток се поддържа константен от
импулсния регулатор. На входа на импулсния регулатор, входният ток е
пропорционален на мощността на товара. При неизменно отношение на
коефициентите на трансформация на първа и втора зона, както и ширина на втора
зона, първичният ток запазва своята форма, като се променя амплитудата му във
функция от мощността на товара.
Формата на променливия ток на първичната страна на трансформатора при
това регулиране е показан на Фиг.2.14.
Като 1 е ъгъл на отпушване на тиристорния изправител във втора зона на
регулиране, а 2 е ъгълът на запушване на тиристорния изправител във втора зона
на регулиране.
Необходимо е да се определят оптималните стойности на променливите
параметри (kT1 =U
U21; kT2 =
U
U22, и ширината на втората зона) на това регулиране,
при които се получава максимална стойност на коефициента на мощност.
Фиг.2.14. Форма на променливия ток на първичната страна на
трансформатора при това регулиране
38
Показаната крива на тока е изследвана по аналогичен начин чрез разлагане
в ред на Фурие, като отново се приема, че xтр=0, т.е. и xd=.
kT1 - коефициент на трансформация при първа зона;
kT2 - коефициент на трансформация при втора зона.
Амплитудните стойности на синусовата и косинусовата съставящи на
мрежовия ток се намират от Фурие.
(2.34) 𝐼𝑚,𝑆 = √2. 𝐼1,𝑆 =2
𝜋⋅ ∫ 𝑖(𝑥). 𝑠𝑖𝑛(𝑥). 𝑑𝑥 =
𝜋
0
=2
𝜋⋅ [∫
𝐼𝑑
𝑘𝑇1
. 𝑠𝑖𝑛(𝑥). 𝑑𝑥 +𝛼1
0
∫𝐼𝑑
𝑘𝑇2
𝛼2
𝛼1
⋅ 𝑠𝑖𝑛(𝑥). 𝑑𝑥 + ∫𝐼𝑑
𝑘𝑇1
. 𝑠𝑖𝑛(𝑥). 𝑑𝑥𝜋
𝛼2
]
(2.35) 𝐼1,𝑆 =√2.𝐼𝑑
𝜋.𝑘𝑇1.𝑘𝑇2⋅ 2. 𝑘𝑇2 + (𝑘𝑇1 − 𝑘𝑇2). [𝑐𝑜𝑠(𝛼1) − 𝑐𝑜𝑠(𝛼2)]
Ефективната стойност на първата хармонична на първичния ток се
определя от уравнението:
(2.36) 𝐼1 = √𝐼1,𝑆2 + 𝐼1,𝐶
2 =
=√2. 𝐼𝑑
𝜋. 𝑘𝑇1. 𝑘𝑇2
√4. 𝑘𝑇22 + 4. 𝑘𝑇2. (𝑘𝑇1 − 𝑘𝑇2). 𝑐𝑜𝑠(𝛼1) − 𝑐𝑜𝑠(𝛼2) − 2. (𝑘𝑇1 − 𝑘𝑇2)2. [1 − 𝑐𝑜𝑠(𝛼1 − 𝛼2]
Ъгълът на изоставане на първата хармонична на мрежовия ток по
отношение на кривата на захранващото напрежение се намира от зависимостта:
(2.37) 𝑐𝑜𝑠 ∅ =𝐼1,𝑆
𝐼1=
=2. 𝑘𝑇2 + (𝑘𝑇1 − 𝑘𝑇2). [𝑐𝑜𝑠( 𝛼1) − 𝑐𝑜𝑠( 𝛼2)]
√4. 𝑘𝑇22 + 4. 𝑘𝑇2. (𝑘𝑇1 − 𝑘𝑇2). 𝑐𝑜𝑠( 𝛼1) − 𝑐𝑜𝑠( 𝛼2) − 2. (𝑘𝑇1 − 𝑘𝑇2)2. [1 − 𝑐𝑜𝑠( 𝛼1 − 𝛼2]
Ефективната стойност на тока на захранващата мрежа се намира от
следното уравнение:
(2.38) 𝐼 = √1
𝜋⋅ [(
Id
𝑘𝑇1)
2
⋅ 𝛼1 + (Id
𝑘𝑇2)
2
⋅ (𝛼2 − 𝛼1) + (Id
𝑘𝑇1)
2
⋅ (𝜋 − 𝛼2)] =
=Id
𝑘𝑇1. 𝑘𝑇2
√1
𝜋⋅ [(𝑘𝑇2
2 − 𝑘𝑇12) ⋅ (𝛼1 − 𝛼2) + 𝜋. 𝑘𝑇2
2]
Коефициентът на изкривяване на тока се изчислява от уравнението:
(2.39) 𝜈 = √2
𝜋•
√4.𝑘𝑇22+4.𝑘𝑇2.(𝑘𝑇1−𝑘𝑇2).[𝑐𝑜𝑠(𝛼1)−𝑐𝑜𝑠(𝛼2)]−2.(𝑘𝑇1−𝑘𝑇2)2.[1−𝑐𝑜𝑠(𝛼1−𝛼2)]
√(𝑘𝑇22−𝑘𝑇1
2)⋅(𝛼1−𝛼2)+𝑘𝑇22⋅𝜋
.
39
След подходящи математически преобразования за коефициента на
мощност се получава уравнението:
(2.40) 𝑘𝑀 = √2
𝜋⋅
2.𝑘𝑇2+(𝑘𝑇1−𝑘𝑇2)⋅[𝑐𝑜𝑠(𝛼1)−𝑐𝑜𝑠(𝛼2)]
√(𝑘𝑇22−𝑘𝑇1
2)⋅(𝛼1−𝛼2)+𝜋.𝑘𝑇22
.
За удобство при аналитичното изследване се прави следното полагане:
(2.41) 𝑥 =𝐾𝑇2
𝐾𝑇1
𝛼1 =𝜋
2−
𝑦
2
y - ширината на втора зона
След направеното полагане за коефициента на мощност се получава
следното уравнение:
(2.42) 𝑘𝑀 = 2 ⋅ √2
𝜋⋅
𝑥+(1−𝑥).𝑠𝑖𝑛𝑦
2
√𝑥2.(𝜋−𝑦)+𝑦
След определянето на зависимостта за kM се намират оптималните
стойности на х и у, при които kM достига абсолютния си максимум. Тази стойност
се изчислява от решаване на системата:
(2.43) 𝜕𝑘𝑀
𝜕𝑥= 0.
𝜕𝑘𝑀
𝜕𝑥= 0
След решението и се получава:
(2.44) 𝑥 =𝑦.(1−𝑠𝑖𝑛
𝑦
2)
(𝜋−𝑦)⋅𝑠𝑖𝑛𝑦
2
След диференциране на коефициента на мощност спрямо у се получава
квадратното уравнение :
(2.45) 𝑎. 𝑥. 𝐼2 + 𝑏. 𝑥 + 𝑐 = 0
където 𝑎 = (𝜋 − 𝑦) ⋅ 𝑐𝑜𝑠𝑦
2+ 𝑠𝑖𝑛
𝑦
2− 1
𝑏 = −1
𝑐 = 𝑦 ⋅ 𝑐𝑜𝑠𝑦
2− 𝑠𝑖𝑛
𝑦
2
Графичното решение на последните уравнения е показано на Фиг.2.15,
криви 1 и 2. Тяхната пресечна точка определя абсолютния максимум на kM. Крива
40
3 определя максималните стойности на kM за всяко избрано у, а крива 4 за всяко
избрано х.
От получения израз по графоаналитичен метод са определени следните
стойности: х= 0,35; у=0,61. и КМ =0,979.
Изводът е, че при прилагане на двузоново регулиране с изкуствена
комутация се постига значително повишаване на енергетичните параметри в
целия работен диапазон на тяговото ПРУ. Т.е. при използване на
еднооперационни тиристори, намиращи все още широко приложение в
транспортната техника, този метод на регулиране е най-добър от енергетична
гледна точка.
Основният недостатък при многозоновото регулиране е свързан с
необходимостта от реализация на допълнителни изводи от вторичната намотка на
тяговия трансформатор (нейното секциониране). Това усложнява силовата схема
и намалява нейната надеждност.
Модерното управление, което се наложи в практиката на европейските жп
администрации, е импулсното регулиране на силови полупроводникови елементи.
В транспортната техника се въведоха в експлоатация най-модерните силови
полупроводникови елементи IGBT (insulated gate bipolar transistor). В силовата
транспортна техника IGBT се използват само като ключови елементи.
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1
0
0.15
0.3
0.45
0.6
0.75
kM X
Y/
1
2
3 4
Фиг.2.15. Графично решение на уравненията за максимум
41
2.2.4. Методика за изследване и анализ на енергийните показатели на
електрическите транспортни средства със степенно регулиране
Влошените енергийни показатели на съставите със степенно регулиране се
дължат основно на начина на регулиране на теглителният режим и липсата на
компенсиращо устройство свързано към трансформатора. Във връзка с това е
предложена методика за аналитично определяне на основните енергетични
параметри на състава при използване на конкретен вид компенсиране.
Изследването е направено за конкретен състав при двузоново регулиране на
напрежението на вторичната страна на тяговия трансформатор, като са
използвани реални експериментални данни. В случая е използван
експериментален материал от измервания на ток и активна мощност на
електрически мотрисен влак по маршрута София - Перник и обратно. [23][27][28]
Ако означим с I1a - токът пренасящ активната мощност и I1r - тока пренасящ
реактивната мощност, то
(2.46) 𝐼1𝑎 = 𝐼1. 𝑐𝑜𝑠 𝜙 =𝑃
𝑈 𝐼1𝑟 = 𝐼1. 𝑠𝑖𝑛 𝜙
Пълната стойност на променливия ток ще се определя от израза:
(2.47) 𝐼 = √𝐼1𝑎2 + 𝐼1𝑟
2 + 𝐼𝜈2
(2.48) 𝐼𝑛 = √𝐼32 + 𝐼5
2 +⋅⋅⋅⋅⋅ +𝐼𝜈+12
Iν – ефективен ток на висшите хармоници.
Ако означим с Р загубите по линиите и намотките, то
(2.49) ΔP = 𝐼2. 𝑅𝛴
От тях неизбежни са загубите Р, които са
(2.50) ΔP′ = 𝐼1𝑎2. 𝑅∑
Допълните загуби от лош фактор на мощност cos и голям деформационен
ток I са Р и те са равни на:
(2.51) ΔP″ = ΔP − ΔP, = 𝑅∑. (𝐼2 − 𝐼1𝑎2) = 𝑅∑. (𝐼1𝑟
2 + 𝐼𝜈2)
В този случай с повишаване на ν и cos се цели минимизиране на Р.
Необходимо е Р да се изрази чрез I, cos и .(2.51). Изразяваме I1a от
зависимостта:
(2.52) 𝐼1𝑎 = 𝐼1. 𝑐𝑜𝑠 𝜑 = 𝐼. 𝜈. 𝑐𝑜𝑠 𝜑 = 𝐼. 𝑘𝑀
42
ΔP″ = 𝑅∑. [𝐼2. (1 − 𝑘𝑀2)]
От последната зависимост се вижда, че допълнителните загуби зависят не
само от квадрата на пълния ток, но и от големината на коефициента на мощност.
Въвежда се безразмерен критерий за допълнителни загуби на енергия к = P.t .
(2.53) 𝑘 = ∑𝑡OTH𝑖. 𝑖2
OTH𝑖. (1 − 𝑘𝑀𝑖
2) ∗ 106 = 𝑓(𝑥)
където 𝑡𝑂𝑇𝐻𝑖=
𝑡𝑖
∑𝑡𝑖; ti -време за движение с ток Ii ; 𝑖𝑂𝑇𝐻𝑖
=𝐼𝑖
𝐼𝑚𝑘
Коефициента х представлява отношението на коефициентите на
трансформация при използване на двузоново регулиране. Необходимо е неговата
стойност да бъде оптимално определена.
На Фиг.2.16 е показана зависимостта к=f(x). Вижда се, че к има минимум
за х0,248.
На Фиг.2.17 е показана зависимостта на отношението на допълнителните
загуби към задължителните (основните) ∑𝛥𝑃𝑖
".𝑡𝑖
∑𝛥𝑃𝑖,.𝑡𝑖
⋅ 100% от параметъра х.
За определената стойност на х=0,248 на Фиг.2.18 и Фиг.2.19 в графичен вид
са показани стойностите на основните параметри , 1 , cos, и КМ, като критерия
е поддържане на max КМ при изменение на относителният ток. Вижда се, че в
рамките на целия диапазон на изменение на относителния ток, коефициента на
мощност запазва сравнително високи стойности при незначително изменение на
400
500
600
700
800
0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5
tî òí i* iî òí i2* (1-kM i
2)*106
X
Фиг.2.16. Зависимост на безразмерния критерий за допълнителни загуби
от параметъра х
43
параметрите ъгъл на отпушване на втора зона (1 ) и ширина на втора зона (у),
което до голяма степен опростява алгоритъма на управление на електронния блок.
0.0
10.0
20.0
30.0
0.000 0.025 0.050 0.075 0.100 0.125 0.150 0.175 0.200
0.640
0.645
0.650
0.655
1 , [deg] Y
Y
iî òí
Фиг.2.18. Графично изменение на основните енергетични параметри
при поддържане на max КМ
0.960
0.965
0.970
0.975
0.980
0.985
0.990
0.995
1.000
0.000 0.025 0.050 0.075 0.100 0.125 0.150 0.175 0.200
kM
cos
iî òí
Фиг.2.19. Изменение на α1 и λ при поддържане на max КМ
5
6
7
8
9
10
0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5
X
PiII.ti
PiI.ti
*100, %
Фиг.2.17. Зависимост на отношението допълнителни към задължителни
загуби от параметъра х
44
От направеното аналитично изследване чрез използване на данни,
получени от контролни измервания, може да се направи извода, че има технически
възможности за подобряване на енергийната ефективност на определени състави
със степенно регулиране. Това е свързано с модернизация на определени
транспортни средства на базата на тиристорни устройства или IGBТ.
Разбира се за да се направи модернизация на едно транспортно средство в
него трябва да има достатъчен ресурс за експлоатация след преустройството.
Електромотрисните влакове 32 и 33 серии, очевидно вече не притежават този
ресурс, но в парка на БДЖ има транспортни средства, които могат да бъдат
модернизирани. Това може да се определи чрез една задълбочена предварителна
оценка на техническото състояние на ЕТС.
2.3. Аналитично изследване на енергетичните параметри на тягови
пуско-регулиращи устройства с IGBT
Съвременната силова електронна техника (GTO, IGBT) даде възможност не
само да се оптимизират режимите на работа на ЕТС по посока на повишаване на
енергийната ефективност, но и да се постигне коренна промяна в енергетичното
поведение на тяговите товари. През последните години се експлоатират ЕТС за
променлив ток с идеални енергетични качества, поддържайки във всички работни
режими КМ ≈ 1. Представители на електрически транспортни средства с напълно
управляеми ПЕ у нас са ЕМВ 30-00 и 31-00 серия. Преобразувателната техника на
тези транспортни средства е изпълнена с IGBT елементи, качествата на които вече
бяха коментирани. [16][17]
На Фиг.2.20 е показана принципна силова схема на ЕМВ 30-00 серия с
асинхронни двигатели.
Основното обзавеждане се състои от тягов трансформатор, два
четириквадрантни преобразувателя на всеки челен вагон, два автономни
инвертора, спомагателен инвертор и по два асинхронни тягови двигателя за една
тягова група.
45
2.3.1. Общи сведения за тяговото обзавеждане
Основните елементи на силовото електрозадвижване са асинхронни тягови
двигатели захранвани от трифазни инвертори. На изводите на вторичните намотки
на тяговия трансформатор са свързани четириквадрантни преобразуватели (ЧП),
а след тях е обособено междинно постоннотоково звено, захранващо силовите
инвертори.[31]
Всеки тягов преобразувател включва две четириквадрантни устройства,
междинно постояннотоково звено и инвертор за захранване на тяговите двигатели
на една челна талига. Наред с необходимите полупроводникови елементи, към
всеки токоизправител са включени и кондензаторите за междинната
постояннотокова верига, измервателни трансформатори, различни прекъсвачи и
един блок за управление на задвижването. Токоизправителят е за напрежение 3.3
kV, с усилено въздушно охлаждане, с изместена пулсация на изправителите за
входящия ток с цел намаляване на висшите хармоници на тока в контактната
мрежа. С ЧП се извършва едновременно регулиране на фактора на мощност и
коефициента на несинусоидалност в режими на тяга и електрическо спиране.
Фиг.2.20. Принципна схема на силовите вериги на ЕМВ 30-000
46
Съставът реализира рекуперативно и реостатно електрическо спиране. Тъй като
ЧП изправя и поддържа напрежението на междинното постояннотоково звено,
много често го наричат и импулсен токоизправител.
С така описаната схема се получава двойно преобразуване на енергията.
Еднофазният променлив ток се преобразува в постоянен, а след това инвертора
преобразува изправения ток в трифазен с регулируема честота.
За обяснението на функциите на импулсния токоизправител се изхожда от
постояннотоковата междинна верига и то независимо от посоката на тока или
посоката на мощността. Приема се, че напрежението на междинната верига е
постоянно и винаги е налично. Това съответства на състоянието при нормална
работа на схемата, където това напрежение се поддържа от мощна кондензаторна
батерия с голям капацитет (Фиг.2.21).
Главният елемент за функциониране на импулсния токоизправител е
фазовият елемент. Той би могъл да се смята за обикновен превключвател, който
свързва изхода по избор с положителния или с отрицателния полюс на
постояннотоковата междинна верига.[19][62][61][63]
Фиг.2.21. Изменение на α1 и λ при поддържане на max КМ
47
За един фазов елемент са необходими 2 IPM елемента по един за свързване
на изхода с положителния и с отрицателния полюс на постоянното напрежение.
На Фиг.2.22 е даден общ изглед на IPM елемент. Модулното изпълнение прави
силовите модули компактни, по-прости в конструктивно отношение и по-
надеждни в експлоатация.[19]
Ако изхода на фазовия елемент трябва да се свърже с положителния полюс
на постоянното напрежение горният IGBT се включва, а долният остава запушен.
Токът от положителния полюс към идхода протича само през този IGBT. Ако
посоката на тока е обратна, той протича през антипаралелния диод на горния
IGBT. Долният диод е с обратна полярност и не провежда ток. При свързване на
изхода с отрицателния полюс един от двата долни елемента провежда ток
Фиг.2.23.[21][22]
Фиг.2.22. Общ изглед на IPM елемент
Фиг.2.23. Схеми на свързване на IGBT
48
За да се получат дефинираните полярности на напрежението може да бъде
отпушен един от двата транзистора на един фазов елемент. Два фазови елемента
създават пълен еднофазен импулсен токоизправител показан на Фиг.2.24.
Всеки един от двата извода на вторичната трасформаторна намотка се
свързва към изхода на един от превключвателите S1 и S2. Тези два
превключвателя имат общо 4 възможни положения. Ако единия е включен на “1”,
към плюса на междинната верига, а другия е на “2”, съответно към минуса, то
тогава между точките c и d на схемата има положително или отрицателно
изправено положение. Ако и двата превключвателя са в едно и също положение,
то тогава напрежението между точките c и d е нула, но благодарение на
управлението и на допълнителната индуктивност L, която забавя скоростта на
нарастването на тока, този кратковременен режим не е опасен нито за
трансформатора, нито за елементите на токоизправителя. С известно
приближение може да се приеме, че на изводите на трансформаторната намотка a
и b напрежението остава синусоидално. [62][61][65]
Чрез управлението на двата превключвателя се създава показаната форма
на напрежение на токоизправителя. Когато това напрежение е по-малко от
синусоидалното мрежово напрежение токът в трансформатора се увеличава, а ако
то е по-голямо токът намалява. Ако първият хармоник на импулсното напрежение
съвпада по фаза с мрежовото напрежение, ток с мрежова честота не тече.
Съществува само високочестотната съставна на паразитния ток. Това е показано
Фиг.2.24. Пълен еднофазен импулсен токоизправител
49
в графичното приложение, за товарен ток равен на нула. За да се предава активна
мощност през токоизправителя в едната или другата посока, е необходимо да се
измества фазата на импулсното напрежение.
Освен напрежението на контактната мрежа могат да се възпроизвеждат
естествено и други напрежения е мрежова честота. Тяхната амплитуда не трябва
да бъде по-голяма от наличното постоянно напрежение, положението по фаза е
произволно. Времето за превключване обаче трябва винаги да се определя точно,
така че съдържащите се в напрежението на токоизправителя компоненти с
мрежова честота, тъй наречените основни хармоници да съответствуват на
желаното възпроизвеждано напрежение.
Схемата от Фиг.2.25 освен импулсен токоизправител, се нарича още
четириквадрантен преобразувател, защото може да пропуска ток, който да е
дефазиран на произволен ъгъл от напрежението, т. е. да прехвърля активна
енергия от трансформатора към постояннотоковата междинна верига в тягов
режим, а също и произволна реактивна енергия – индуктивна или капацитивна.
b
a
L
L
меж
ди
нн
а п
осто
ян
но
-то
ко
ва в
ер
ига
Т1
Д1
Д2
Т2
Д4
Т4
Д3
Т3c
d
Фиг.2.25. Четириквадрантен преобразувател
50
Превключвателят S1 се състои от елементите Т1, Д1, Т2, Д2. Ако токът тече
през Т1 или Д1, то превключвателят е в положение "1", т.е. той свързва точка с с
плюса на междинната постояннотокова верига. Ако токът тече през Т2 или Д2,
превключвателят е в положение "2" и свързва точка с с минуса.
Превключвателят S2 се състои от елементите ТЗ, ДЗ, Т4, Д4. Ако токът тече
през ТЗ или ДЗ, то превключвателят е в положение "1", т.е. той свързва точка d с
плюса на междинната постояннотокова верига. Ако токът тече през Т4 или Д4,
превключвателят е в положение "2" и свързва точка d с минуса.[62][61][63][65]
Ако описаният метод се използува в идеален трансформатор, то тогава
напрежението на контактната мрежа получава моментната стойност на
напрежението на токоизправителя, преизчислено с преводното отношение на
трансформатора. По възможност напрежението на пантографа не трябва да бъде
деформирано. За това между контактния проводник и токоизправителя трябва да
има дросели за поемане на разликите в напрежението. Вместо отделни дросели би
могло да се използува също така и трансформатор с повишено магнитно
разсейване. В таблица 2.1 е показана работата на ЧП в режими на тяга и
рекуперация на ЕТС.
Таблица 2.1
Режим
Полярите
т Ключ
Причина Ucd Верига a b S1 S2
Тяга
+ -
2 2 T2 – on 0 a,L,c,T2,Д4,d,L,b
1 2 T2 – off UC a,L,c,Д1,+C,-C,Д4,d,L,b
1 1 T3 – on 0 a,L,c,Д1,T3,d,L,b
1 2 T3 – off UC a,L,c,Д1,+C,-C,Д4,d,L,b
2 2 T2 – on 0 a,L,c,T2,Д4,d,L,b
- +
1 1 T1 – on 0 b,L,d,Д3,T1,c,L,a
2 1 T1 – off −UC b,L,d,Д3,+C,-C,Д2,c,L,a
2 2 T4 – on 0 b,L,d,T4,Д2,c,L,a
2 1 T4 – off −UC b,L,d,Д3,+C,-C,Д2,c,L,a
51
1 1 T1 – on 0 b,L,d,Д3,T1,c,L,a
Рек
уп
етац
ия
+ -
1 1 T1 – on
T4 – off 0 b,L,d,Д3,T1,c,L,a
1 2 T1 – on
T4 – on −UC +C,T1,c,L,a,b,L,d,T4,-C
2 2 T1 – off
T4 – on 0 b,L,d,T4,Д2,c,L,a
1 2 T1 – on
T4 – on −UC +C,T1,c,L,a,b,L,d,T4,-C
1 1 T1 – on
T4 – off 0 b,L,d,Д3,T1,c,L,a
- +
2 2 T2 – on
T3 – off 0 a,L,c,T2,Д4,d,L,b
2 1 T2 – on
T3 – on UC +C,T3,d,L,b,a,L,c,T2,-C
1 1 T2 – off
T3 – on 0 a,L,c,Д1,T3,d,L,b
2 1 T2 – on
T3 – on UC +C,T3,d,L,b,a,L,c,T2,-C
2 2 T2 – on
T3 – off 0 a,L,c,T2,Д4,d,L,b
Както се вижда от Таблица 2.1, импулсите се осъществяват при поредно
отпушване и запушване на транзисторите, като не се използват всички
комбинации. Например в тягов режим при поляритет на т. а "+" и т. b "-" отсъства
комбинацията S1=2, S2=1. Затова е необходимо импулсите на S1=1 да "обхващат"
тези на S2=1, т.е. S1 да влиза в горно положение "+" преди S2 и да излиза след него.
В обратния поляритет т. а "-" и т. b "+" положението е обратното. Това налага
веднъж в полупериод двата ключа да превключват заедно. Тази сдвоена
комутация може да се извършва в нулата на напрежението. Ако индуктивността
на контура е голяма, за да се ускори промяната на големината на тока в нулата на
напрежението, сдвоената комутация може да изостава. Тогава токът в
индуктивността ще нараства под действието на сумата от мрежовото напрежение
и напрежението на междинната постояннотокова верига и ще се избегне
влошаването на фактора на мощността.
52
2.3.2. Аналитично изследване на четириквадрантен преобразувател
Изчисляването на основните параметри при тази схема става на базата на
опростената схема, показана на Фиг.2.26. Приведените индуктивности на тяговия
трансформатор, подстанционния трансформатор, контактната мрежа,
токоограничаващите реактори, ако има такива и на допълнителния дросел са
съсредоточени в еквивалентната индуктивност Le. Захранващото напрежение на
контактната мрежа, понижено с коефициента на трансформация е равно на
𝑢 = 𝑈𝑚. 𝑠𝑖𝑛( 𝜔. 𝑡).
С ключа S се сменят двата режима (късо съединение и зареждане или
разреждане на кондензатора, чието напрежение може да се подава инвертирано.
Положение на ключа S=2. Захранващото напрежение се уравновесява само
от пада в еквивалентната индуктивност. Индексът (i-1) се отнася за началото на
всеки интервал, а (i) за края на интервала. Вътре в интервала изменението на тока
се получава, като тогава интегралът се разглежда като функция на горната си
граница. Получава се получава зависимостта i=f(.t).
(2.54) 𝑢 = 𝐿𝑒 ⋅𝑑𝑖
𝑑𝑡
(2.55) di =1
Le⋅ Um.sin(ωt).dt
(2.56)
i i
i 1 i 1
i α
i α
Umdi sin ω.t .d ω.t
ω.Le
(2.57) 𝑖𝑖 − 𝑖𝑖−1 =Um
𝜔.Le⋅ [−cos(𝜔. 𝑡)] |𝛼𝑖−1
𝛼𝑖
(2.58) 𝑖𝑖 = 𝑖𝑖−1 +Um
𝜔.Le⋅ (cosα𝑖−1 − cosα𝑖)
2
1Le
u
i
UcS
Фиг.2.26. Заместваща схема на четириквадрантен преобразувател
53
Положение на ключа S=1. Захранващото напрежение се уравновесява от
пада на напрежение в еквивалентната индуктивност и от напрежението на
постояннотоковата междинна верига. Приема се, че напрежението на
кондензаторната батерия не се променя по време на кратковременните заряди или
разряди, което е близо до действителността. Важен въпрос е каква да бъде
стойността на изправеното напрежение. Според [62][61]то трябва да е по-високо
от амплитудата на мрежовото напрежение, съответно намалена с коефициента на
трансформация. Според [63][65] това превишаване следва да е 1,3 пъти. От
посочените стойности се получава отношение 1,35. Както се вижда в отделните
източници се коментира една и съща стойност за превишаване на постоянното
напрежение на междинната верига над амплитудната стойност на мрежовото
напрежение.
Във формулите (2.58) индексите имат същото значение, както и в предния
разгледан случай. Извършено е заместване на Uc=const с:
(2.59) 𝑈𝐶 = 𝐾𝑈 . 𝑈𝑚 ,
където kU е коефициент, показващ колко пъти напрежението на междинната
постояннотокова верига превишава амплитудата на мрежовото напрежение.
(2.60) 𝑢 = Le ⋅di
dt+ Uc
(2.61) di =1
𝜔.Le⋅ [Um. 𝑠𝑖𝑛( 𝜔. 𝑡) − Uc]. 𝑑(𝜔. 𝑡)
(2.62)
i i
i 1 i 1
i α
i α
1di Um.sin(ω.t Uc].d ω.t
ω.Le
(2.63) 𝑖𝑖 − 𝑖𝑖−1 =Um
𝜔.Le⋅ − 𝑐𝑜𝑠( 𝜔. 𝑡) − 𝑘𝑈 . (𝜔. 𝑡)] |𝛼𝑖−1
𝛼𝑖
(2.64) 𝑖𝑖 = 𝑖𝑖−1 +Um
𝜔.Le⋅ [𝑐𝑜𝑠 𝛼𝑖−1 − 𝑐𝑜𝑠 𝛼𝑖 − 𝑘𝑈 . (𝛼𝑖 − 𝛼𝑖−1)]
Както беше разгледано вече, изводите на кондензаторната батерия се
реверсират, знакът пред kU следва да се промени. Двата израза за тока в
различните режими могат тогава да се обединят по следния начин:
(2.65) 𝑖𝑖 = 𝑖𝑖−1 +Um
𝜔.Le⋅ [𝑐𝑜𝑠 𝛼𝑖−1 − 𝑐𝑜𝑠 𝛼𝑖 − 𝑘𝑆. 𝑘𝑃. 𝑘𝑈 . (𝛼𝑖 − 𝛼𝑖−1)]
където kS - зависи от положението на ключовете S1 и S2. Ако изводите на
трансформатора са дадени накъсо (S=2, S1 и S2 са в еднакви положения) то kS=0.
Ако S=1 (S1 и S2 са в различни положения), то kS=1.
54
kP - зависи от начина на свързване на кондензаторната батерия към
изводите на трансформатора. В тягов режим по време на полупериода с поляритет
на мрежовото напрежение т. a - “+” и b - “-” и в рекуперативен режим с обратния
поляритет kP=1. При “обратен” поляритет в тягов режим и в “прав” при
рекуперативен kP=-1.
Коефициентът на мощност се изчислява при стандартен анализ на Фурие
на кривата на получения ток, в резултат на действието на импулсния
токоизправител.
2.3.3. Аналитично изследване на енергетичните възможности на
четириквадрантен преобразувател при модернизирана схема на ЕМВ
Както е известно, голям процент от ЕТС в ЖП транспорт, градския
транспорт и метрополитена са с постояннотокови двигатели. Това обаче не
означава, че регулирането им не може да бъде модернизирано. За провеждане на
аналитичното изследване и изчисляването на режимите на работа е
конкретизирана схемата на ЕТС. Изследването е направено за ЕМВ серия 32.
Модернизираната схема на базата на четириквадрантен преобразувател е показана
на Фиг.2.27.[23][27][28]
Фиг.2.27 Предложение за модернизация на ЕМВ 32 серия
55
За изчисляване на ъглите на комутация на преобразувателя при тази
постановка е съставен лист в Excel. За тяхното определяне е използван следният
подход: Задава се големина на отклонението i на моментната стойност на
действителния (реалния) ток ire от моментната стойност на желания ток (вида на
търсения ток) ivi.
(2.66) 𝑎𝑏𝑠(𝑖𝑣𝑖 − 𝑖𝑟𝑒) < ∆𝑖
Като константи са зададени амплитудата на напрежението на тяговата
намотка на конкретен състав Um=1555 V, отговарящо на ефективно напрежение
1100 V, амплитудата на номиналния ток Im=1135 A, получена от номиналната
мощност на тяговата намотка на трансформатора.
Също като константи са зададени ъгловата честота на захранващото
напрежение =2..f=100. rad/s, коефициентът kU=1,3. Исканият ток и неговото
дефазиране спрямо захранващото напрежение се задават посредством коефициент
kI и ъгъл . По формула (2.54) се изчислява моментното развитие на тока и се
следи дали не се отклонява извън зададените граници под и над идеалната крива
(вида на тока). Стъпката на изчисление е 10 s, което за съвременната
преобразувателна техника е напълно в границите на възможностите
(управлението следва да е микропроцесорно и аналоговите величини, които се
контролират да се преобразуват в цифрови). Освен това чрез показаните по-горе
формули се изчисляват синусовата и косинусовата съставки на първия хармоник,
реалният ъгъл на дефазиране и пълната ефективна стойност на реалния ток. От
тези стойности на тока се изчисляват коефициентът на синусоидалност, факторът
на мощността и коефициентът на мощност. Намират се ъглите на комутация.
Получен е богат експериментален материал в режими на тяга, рекуперация и
компенсация.
На Фиг.2.28 а,б,в е показано изменението на тока и напрежението при
конкретна стойност на относителната големина на товара I*, както и
относителната големина на паразитния високочестотен ток I* спрямо номиналния
ток в тягов режим. Показани са изчислените стойностти на КМ за разглежданите
режими на работа. Аналитичното изследване е направено за тягов режим.[41]
56
По аналогичен начин на Фиг.2.29 а,б,в са показани резултатите за режим на
рекуперация. В табличен вид, под графиките, са дадени времената и ъглите на
комутация на ключовите елементи на ЧП.
57
Фиг.2.28. ,а,б,в. Изменение на импулсния ток и напрежението на ЧП в
режим на тяга
58
Фиг.2.29. ,а,б,в. Изменение на импулсния ток и напрежението на ЧП в
режим на рекуперация
59
Показаните изследвания могат да бъдат направени за всички серии ЕЛ и
ЕМВ, експлоатирани в момента. На основата на получените резултати могат да
бъдат направени съществени изводи и предложения за модернизация на
използвани в момента електрически транспортни средства в БДЖ. Но тази
качествена смяна на технологиите в транспорта изисква време и значителни
средства. Това налага поетапна модернизация на експлоатираните ЕТС, с цел
повишаване на теглителните и енергетични параметри. Това ще бъде направено
там където има потенциален ресурс за експлоатация след модернизацията.
Направените научни изследвания и разработки, обобщени и представени в
настоящия труд имат за цел да ускорят и оптимизират всички дейности
подпомагащи адаптирането на експлоатираните ЕТС към съвременните
изисквания за енергийна ефективност.
60
Глава 3. Експериментално изследване и анализ на енергетичните
показатели на електрическите транспортни средства за променлив ток
Основно изискване към електрическата тяга е постигането на теглителните
характеристики да става при сравнително високи енергетични показатели на
пускорегулиращото устройство (ПРУ), т. е. поддържане на висок коефицент на
мощност в целия работен диапазон. Тази необходимост ПРУ да реализира плавно
регулиране на теглителната сила при високи енергетични параметри в целия
работен диапазон е определяща и е повлияла на насоката на техническото
развитие през последните години.
От качеството на силовите устройства (преобразуватели, регулатори), с
които се обезпечават основните режими на работа на ЕТС зависят неговите
енергийни характеристики. Нивото на преобразувателната техника основно се
определя от качеството на използваните полупроводникови силови прибори. В
нейното развитие могат да се очертаят три основни етапа.
3.1. Основни етапи в развитието на ПРУ за ЕТС
I етап – ПРУ с неуправляеми силови ПЕ (диоди).
Както беше казано, голям процент от експлоатираните в ЖП транспорт у
нас локомотиви и ЕМВ (серии 43, 44, 45, 46, 87, 32, 33), са с неуправляеми силови
изправители (диодни). Те са реализирани със старо поколение полупроводникови
прибори със занижени електрически параметри, което значително усложнява
схемата на ПРУ.
II етап - ПРУ с еднооперационни силови ПЕ (тиристори)
В ЕТС експлоатирани у нас се реализира фазово регулиране с
еднооперационни тиристори. Доказахме аналитично, че този начин на регулиране
има нисък Км поради голямото дефазиране на първия хармоник на тока спрямо
кривата на напрежението и влошаване на формата на тяговия ток. За частично
компенсиране на този съществен недостатък, както беше казано, се взимат
различни мерки, например използването на многозоново регулиране (при серия
61
61.00 - четиризоново регулиране). Но въпреки това, както се вижда от получените
експериментални резултати, енергетичните параметри са ниски.
Важен момент е внедряването на изкуствената комутация (ИК) на ПЕ, като
един нов технически способ за повишаване на енергетичните показатели на ЕТС.
При обикновените еднооперационни тиристори изкуствената комутация става
благодарение на допълнителни устройства (комутатори). Участието на
комутатори в работата на преобразувателя по принцип повишава комутационните
загуби, но при подходящо управление увеличава коефициента на мощност.
Коментираните въпроси са разгледани в редица мои публикации.
III етап - напълно управляеми (двуоперационни) елементи.
Това са GТО (gate turn off) тиристорите и IGВТ (insulated gate bipolar
transistor) транзисторите. IGВТ транзисторите се използват само като ключови
елементи. С много голяма скорост те преминават от напълно отпушено (наситено)
състояние в напълно запушено и обратно, т.е. функционално приличат на
тиристорите. Въпреки, че са различни по своето устройство и начин на работа,
поради факта, че могат да се отпушват и запушват от управляващ вход (gate)
поведението на GТО тиристорите и IGВТ транзисторите като схемни елементи е
еднакво и затова се разглеждат съвместно. По принцип те могат да работят както
тиристорните схеми с комутатори (едно-, дву- и повече зонна комутация), но
схемното им решение е по-просто, а възможната честота на комутация е
значително по-висока, от стотици до хиляди Нz и многократно превишава
мрежовата. Така става възможно при съответно управление на коефициента на
импулсно модулиране в рамките на всеки полупериод да се получи крива на
входния ток практически свободна от висши хармонични съставящи с малки
поредни номера и практически без дефазиране на първата хармонична, т.е
𝑐𝑜𝑠 𝜑1 ≈ 1 [57].
В последно време GТО и IGВТ се произвеждат интегрирани заедно с
антипаралелни диоди и образуват така наречените IРМ (integrated power module)
- интегриран мощностен модул. Както вече се каза, за работата на схемата е без
значение дали IРМ е изграден с GТО или IGВТ.
62
Качествата на IPM модулите, изградени на базата на IGBT определят
приоритетното им приложение в транспортните средства, в изграждането на
инвертори, управляеми изправители, импулсни регулатори за задвижване на
транспортни средства за железопътния и градския транспорт. С това се постига не
само подобряване на тяговите характеристики на състава, но и повишаване на
енергетичните им параметри и качества на използваната електрическа енергия.
[40]
Въпреки усложняването на силовата схема на транспортното средство, се
вграждат така наречените четириквадрантни преобразуватели, коментирани в
глава 1, позволяващи промяната на характера на използваната електрическа
енергия от състава.
3.2. Експериментално изследване и анализ на енергийните показатели
на електрически транспортни средства със степенно регулиране на
теглителната и спирачна сила
Около 85% от ЕТС експлоатирани в жп транспорт у нас са с неуправляеми
(диодни) силови изправители и степенно регулиране на теглителната и спирачна
сила. Поради наличие на ъгъл на комутация γ и отсъствие на фазово регулиранe,
типично за тиристорните изправители, коефициента на мощност (Км) е
приблизително равен на 0,8÷0,85 (при ЕМВ 32 и 33 серии тази стойност е
значително по-ниска 0,55÷0,65), като това е доказано с конкретни измервания,
показани в редица разработки. Тази система на преобразуване постига
сравнително добър коефициент на мощност, но както се каза, той не отговаря на
изискванията на стандарта. Необходимо е фактора на мощност, който е функция
на Км да има стойност по-висока от 0,9. Изследвания и анализи по тези въпроси
са отразени в редица публикации.
ЕТС със степенно регулиране няма да бъдат коментирани подробно, поради
факта, че е натрупан достатъчно голям обем от експериментални данни, получени
от контролни измервания на енергетичните параметри. Може да се направи
извода, че има технически възможности за подобряване на енергийната
ефективност на определени състави със степенно регулиране. Това е свързано с
63
тяхната модернизация на базата на тиристорни или транзисторни ПРУ, както и
вграждане на АКРМ за повишаване на енергетичните им параметри.
Разбира се за да се направи модернизация на едно транспортно средство
експлоатирано за голям период от време, в него трябва да има достатъчен ресурс
за експлоатация след преустройството. Електромотрисните влакове 32 и 33 серии,
очевидно вече не притежават този ресурс. Всички въпроси свързани с
модернизацията на коментираните серии ЕМВ авторът на този труд е изследвал
преди 2001 година в дисертационната си работа, като са направени редица
публикации в тази област. Изследвани са функциите и възможностите на ЧП
(неизвестни и неизползвани в ЕТС до този момент в нашата страна), посредством
математическо моделиране и на тази база е направено официално предложение в
БДЖ за модернизация на ЕМВ 32,33 на база ЧП с IGBT.
Разбира се в парка на БДЖ има транспортни средства, които могат да бъдат
преустроени в момента с минимални финансови средства, след една
предварителна оценка на техническото състояние на съставите. Доказателство за
това е модернизацията, която беше направена на определен брой магистрални
локомотиви от серии 44 и 46. Очевиден факт е организационно-техническия и
икономически колабс на БДЖ, който определя невъзможността от бързите и
адекватни действия в това направление.
За подобряване на тяговите и енергетичните показатели и обезпечаване на
плавно регулиране е необходимо да бъде направена стъпка по посока на
проектиране на ПРУ с плавно регулиране на теглителната и спирачна сили и
избран вид компенсатор за подобряване качеството на консумираната енергия. С
цел намаляване разходите за преустройството това трябва да стане при запазване
на колекторните двигатели и по-голямата част от силовото електрообзавеждане.
Това ще реши основните проблеми при експлоатация на тези ЕТС.
64
3.3. Изследване и анализ на енергетичните показатели на
променливотокови електрически транспортни средства с тиристорни
пускорегулиращи устройства (46-200, 44-01, 44-02)
В ЖП транспорт този начин на регулиране е използван при
модернизираните от завода „KONČAR - ELEKTRIČNE LOKOMOTIVE” d.d.
Zagreb в Хърватия 13 локомотива от парка на БДЖ – 2 от серия 44 и 11 от серия
46 (означения след модернизацията 44-001 и 44-002, и сер. 46-200).
Модернизацията включва тиристорни изправители с естествена комутация и
двузоново регулиране на напрежението. От енергетична гледна точка това
техническо решение не е най-удачно и води до значително влошаване на
качествените показатели на енергийно потребление. [64]
С цел да се докажат недостатъците в енергетично отношение на
модернизираните ЕТС са направени експериментални изследвания в реална
експлоатационна среда, като в резултат на това са определени основните
енергетични показатели. В много публикации са описани част от измерванията
проведени за тези състави, направени са сравнителни анализи, изводи и
предложения. Подробно са описани условията и обектите на измерване, като
получените резултати са дадени в графичен и табличен вид. Измерванията са
проведени с микропроцесорна измервателна апаратура, с възможности за
запаметяване на получените резултати и хармоничен анализ на кривите на тяговия
ток и напрежение на КМ.[5][6]
В настоящата разработка са показани и анализирани конкретни
експериментални измервания и анализи на получените резултати. Тази
информация дава категорична яснота по отношение на изследваната
проблематика и подкрепящи направените в публикациите основни изводи и
препоръки.
С цел изследване и анализ на енергетичните параметри на модернизираните
ЕТС от парка на БДЖ, са проведени експериментални измервания на влакови
състави теглени от локомотиви серия 46-200 в предварително избрани за целта
тягови подстанции и захранващи фидери. Измерванията са извършени с
микропроцесорна измервателна апаратура – мрежови анализатори тип МС 750 и
65
UMG 604E. Използваните анализатори измерват моментните стойности на
напрежението и тока и въз основа на тях изчисляват техните ефективните
стойности, електрическата мощност (активна, реактивна и привидна), фактора на
мощност и се извършва хармоничен анализ на кривите на тяговия ток и
напрежение в контактната мрежа [4]. Избраният при измерванията интеграционен
период е 1 минута, като всички посочени величини се записват във вградената
памет на уредите.[32] Свързването на анализаторите към тяговата електрическа
верига е направено през токови трансформатори 800/5 А и напреженови
трансформатори 35000/100 V. [13][14][15]
Представени са резултати от измерванията, проведени в ТП на влак теглен
от модернизиран локомотив серия 46-200 с номинална тягова мощност 5400 kW.
По време на измерванията в участъка се движи само този влак. Въз основа на
получените експериментални данни са определени основните енергетични
показатели на изследвания тип локомотив.
На Фиг.3.1. е показано изменението на тяговия ток на локомотива в
измервания период на времепътуване. Избран е такъв времеви интервал, в който
ЕТС извършва всички основни режими на работа, ускоряване по определен
алгоритъм на управление, движение в установен режим и реализиране на
електрическо електродинамично спиране, тази серия не използва
рекуперация.[33]
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
12:08 12:11 12:14 12:17 12:20 12:23 12:26 12:29 12:32 12:35 12:38 12:41
времепътуване, min
Iel, А
тягов ток
Фиг.3.1. Изменение на тягов ток
66
На Фиг.3.2. е показано изменението на активната, реактивната и пълна
мощност на състава. Очевидна е голямата консумация на реактивна (с индуктивен
характер) мощност, като тя е съизмерима с консумираната от състава активна
мощност. В рамките на изследвания интервал от време състава е реализирал три
пускови процеса, като е използван различен алгоритъм за управление от страна на
машиниста. Вижда се, че големината на консумираната реактивната мощност се
променя по-отношение на активната, като в средният интервал от 12:13 до 12:33
ч. тя има по-високи стойностти от активната. От графиките може да бъде направен
извода, че енергийният разход зависи от алгоритъма на управление от страна на
машиниста и момента на излизане и времето за движение на естествена
характеристика.
Характерът на изменение и стойностите на фактора на мощност (PF) са
показани на Фиг.3.3. Вижда се, че в почти целия диапазон той има стойност под
0,8. В интервала на движение на състава от 12:13 до 12:33ч. приблизителната
средна стойност на PF е 0,67, което е безкрайно незадоволително и показва
енергийната неефективност на тази серия локомотиви.
0
500000
1000000
1500000
2000000
2500000
3000000
3500000
4000000
4500000
12:08 12:11 12:14 12:17 12:20 12:23 12:26 12:29 12:32 12:35 12:38 12:41времепътуване, min
P[W], Q[Var], S[VA] Pel Qel Sel
Фиг.3.2. Графики на активна, реактивна и пълна мощност
67
На Фиг.3.4 е показано в графичен вид изменението на показателя THDI, %
(общи хармонични изкривявания) на тяговия ток. Този показател характеризира
деформацията на кривата на тока и наличието на висши хармоници в процентно
отношение от ефективната стойност на тока на първия хармоник I(1).
Средната стойност на този показател за измервания диапазон се колебае
около 30%. От направения анализ на данните от измерванията са определени и
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
12:08 12:11 12:14 12:17 12:20 12:23 12:26 12:29 12:32 12:35 12:38 12:41
времепътуване, min
PF
Фактор на мощност,PF
Фиг.3.3. Диаграма на изменение на фактора на мощност на локомотива
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
0,51 0,51 0,51 0,51 0,51 0,51 0,51 0,52 0,52 0,52 0,52 0,52 0,52 0,52 0,53 0,53 0,53
времепътуване, min
TH
D I
1,
%
THD I1[%]
Фиг.3.4. Диаграма на изменение на коефициента на хармонични
изкривявания на тяговия ток
68
стойностите на параметрите cos (1) = 0,74 и коефициента на несинусоидалност на
тяговия ток I = 0,94. От получените стойности може да се направи извода, че
върху ниската стойност на kм много съществено влияние оказва потреблението на
реактивна мощност.
На Фиг.3.5 е показана формата на тяговия ток на тиристорен локомотив,
измерен на вторичната страна на тяговия подстанционен трансформатор в ТП
«Перник». Вижда се, че той има силно несинусоидална форма с явно изразени две
зони на регулиране на напрежението.
На Фиг.3.6 е показан графичния вид на изменението на активната,
реактивна и пълната мощност, а на Фиг.3.7 изменението на PF мерени на
вторичната страна на тяговия подстанционен трансформатор. Вижда се, че
Фиг.3.5. Тягов ток на локомотив с тиристорни токоизправители и
двузоново регулиране – ТП "Перник", извод "Перник"
69
кривите на мощностите не се различават по-форма и големина от тези измерени в
ЕТС. Очевиден е необходимостта от реактивна мощност и ниското качество на
потребяваната от ЕТС енергия.
Основни изводи и препоръки
Проведените подробни измервания на този тип (модернизирани) състави в
редица подстанции показват незадоволителни резултати по-отношение на
енергетичните параметри.
-500000
0
500000
1000000
1500000
2000000
2500000
3000000
3500000
4000000
4500000
12:08
12:10
12:12
12:14
12:16
12:18
12:20
12:22
12:24
12:26
12:28
12:30
12:32
12:34
12:36
12:38
12:40
времепътуване, min
P[W]ТП Q[Var]ТП S[VA]ТП
Фиг.3.6. Изменение на на активна, реактивна и пълна мощност в ТП
-0,2
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
12:08
12:10
12:12
12:14
12:16
12:18
12:20
12:22
12:24
12:26
12:28
12:30
12:32
12:34
12:36
12:38
12:40
времепътуване,min
PF1тп
Фиг.3.7. Изменение на кофициента на мощност в ТП
70
За подобряване на тези параметри е необходимо да бъде направена още
една стъпка по-посока на модернизация, проектиране на активен компенсатор на
реактивна мощност (АКРМ) на вторичната страна на локомотивния
трансформатор. Това ще реши основните проблеми при експлоатация на тези
ЕТС, свързани с консумацията на значителна реактивна мощност и свързаните с
това големи загуби на мощност и падове на напрежение в ТМ.
Направени са редица експериментални измервания и изследване на
енергетични параметри на модернизираните локомотиви от серията 46.200.
Получените резултати са аналогични на горните и са отразени в редица
публикации.
3.4. Изследване и анализ на енергетичните показатели на електрически
транспортни средства с IGBT преобразуватели
Основни представители на електрически транспортни средства с напълно
управляеми ПЕ (IGBT) са ЕМВ на Siemens 30-00 и 31-00 серия и локомотиви серия
86.XXX на БУЛМАРКЕТ с инверторно асинхронно задвижване. На вторичната
страна на трансформатора се включени импулсни токоизправители (ИТ) за
подобряване на коефициента на мощност на ЕТС.
3.4.1. Изследване на енергийната ефективност на електрически
мотрисен влак, серии 30/31
Част от проведените изследвания и анализи на тези състави са отразени в
няколко мои публикации. В монографията са обобщени и представени
обобщените резултати от енергетичните изследвания на тези състави (ЕМВ
Siemens, серии 30 и 31). Изследването е извършено с анализатор на хармоници
тип UMG 604E, който е присъединен към токовите и напреженовите изводи на
електромера на изследвания състав.
Направени са записи на тяговия ток на състава, напрежението на
пантографа, техните минимални и максимални стойности, консумираната
активна, реактивна и пълна мощности, фактор на мощност, коефициенти на
деформация на тока и напрежението, както и други характеризиращи
71
енергетичната ефективност на състава параметри. Данните от измерванията са
обобщени в таблици на ЕХСЕL. В графичните материали означенията са
адаптирани към обекта на измерване. На базата на запаметения от измерването
статистически материал е направена количествена оценка на основните
енергетични параметри на тези състави с помощта на подходящи програмни
продукти. Част от резултатите от анализа са показани в графичен вид в
монографията.
На Фиг.3.8,а,б,в,г по аналогичен на изследването по-горе начин са показани
моментните стойности на изменението на тока на състава(Iemv), активна(Pemv),
реактивна(Qemv) и пълна мощност(Semv), както и PFemv, THDIemv в избран интервал
от времепътуване.
Избраният интервал от времепътуване включва (Фиг.3.8,а) всички основни
режими на движение на състава, ускорявания, движение по инерция и
електрическо спиране с използване на рекуперация, интервалите от време през
които активната мощност (Фиг.3.8,б) има отрицателна стойност. Трябва да се
отбележи, че алгоритъма на управление по зададени параметри на движение на
състава се определя от машиниста. Начина на управление на състава до голяма
степен влияе на специфичния разход на енергия в тягов режим и това се вижда от
показаните резултати при обработката на данни, отчетени по пътен лист от
показания на електромерите на ЕМВ.
Iemv, A
0
10
20
30
40
50
17:2
2
17:2
4
17:2
6
17:2
8
17:3
0
17:3
2
17:3
4
17:3
6
17:3
8
17:4
0
17:4
5
17:4
7
17:4
9
17:5
1
17:5
3
17:5
5
17:5
7
18:0
0
времепътуване, min
Iemv, A
Фиг.3.8,а. Изменение на тока на състава
72
На Фиг.3.8,б са показани графичните изменения на трите вида мощности на
изследваните състави. Ако се направи сравнение с тези получени при
тиристорните локомотиви, се вижда, че благодарение на допълнително
включения ЧП в силовата схема на ЕТС, тук се постигат много добри енергетични
показатели. Активната мощност на ЕМВ е приблизително равна на пълната
мощност в целия изследван диапазон, а консумираната от ЕМВ реактивна
мощност, се поддържа приблизително равна на нула във всички работни режими.
В няколко участъка активната мощност променя знака си, което показва, че EМВ
Siemens реализира успешно рекуперация и връща енергия в мрежата. От
графиката на Qemv (червен) че тя се колебае около нулевата стойност, но на
определени места тя има индуктивен или капацитивен характер. Алгоритъма на
управление на ЧП следи за постигане на висок Км в целия работен диапазон на
ЕТС.
На Фиг.3.8,в,г е показано изменението на енергетичните показатели PFemv
и THDIemv на 30 и 31 серия на Siemens. Очевидно е преимуществото на IGBT
технологията и изграждането на ЧП. Ниско процентно съдържание на висши
хармоници от нисък порядък и поддържане на фактора на мощност в граници
близко до оптималната стойност 1. Свързаната измервателна техника извършва
измервания в рамките на една минута, след което записва и запаметява
осреднената стойност от получените показания. Това създава определени
-200000
0
200000
400000
600000
800000
1000000
1200000
17:2
2
17:2
4
17:2
6
17:2
8
17:3
0
17:3
2
17:3
4
17:3
6
17:3
8
17:4
0
17:4
5
17:4
7
17:4
9
17:5
1
17:5
3
17:5
5
17:5
7
18:0
0
времепътуване, min
Pemv, W Qemv, Var Semv, VA
Фиг.3.8, б. Изменение на консумираните мощности на състава
73
затруднения при изследване на работата на ЕТС. От графичната зависимост на
Фиг.3.8,в се вижда, че при ускоряване и движение ЕМВ поддържа висок Км. В
рекуперативен режим логиката се запазва.
За онагледяване на енергетичната ефективност на тези състави на Фиг.3.9 е
показана още една графика на изменение на PF, като е избран възможно най-
установен режим на движение, изключващ резки изменения в режима на работа
на състава. Вижда се, че средната стойност на фактора на мощност е
приблизително 0,998.
PFemv
-1
-0,5
0
0,5
1
17:2
2
17:2
4
17:2
6
17:2
8
17:3
0
17:3
2
17:3
4
17:3
6
17:3
8
17:4
0
17:4
5
17:4
7
17:4
9
17:5
1
17:5
3
17:5
5
17:5
7
18:0
0
времепътуване,min
PFemv
Фиг.3.8, в. Изменение на фактора на мощност на състава
THDIemv, %
0
10
20
30
40
50
60
17:2
2
17:2
4
17:2
6
17:2
8
17:3
0
17:3
2
17:3
4
17:3
6
17:3
8
17:4
0
17:4
5
17:4
7
17:4
9
17:5
1
17:5
3
17:5
5
17:5
7
18:0
0
времепътуване, min
THDIemv, %
Фиг.3.8, г. Изменение на коефициента на деформация на входния ток на
състава
74
На Фиг.3.10 а,б са заснети формата на тяговия ток и коефициента на
мощност на ЕМВ 30-00. Измерванията са направени в ТП на изходящ фидер. ЧП
поддържа синусоидалната форма на тяговия ток на ЕМВ и изследванията
показват, че коефициента на синусоидалност ν (коефициент на формата на тока)
има високи стойности.
PFemv
0,988
0,99
0,992
0,994
0,996
0,998
1
20:5
9
21:0
0
21:0
1
21:0
2
21:0
3
21:0
4
21:0
5
21:0
6
21:0
7
21:0
8
21:0
9
21:1
0
21:1
1
21:1
2
21:1
3
21:1
4
21:1
5
21:1
6
21:1
7
21:1
8
21:1
9
времепътуване, min
PFemv
Фиг.3.9. Изменение на фактора на мощност на състава
Фиг.3.10,а. Запис на формата на тяговия ток на ЕМВ 30/31
75
Проведени са редица експериментални изследвания на енергетичната
ефективност на тези състави и те категорично потвърждават ефективността на
IGBT технологията и използването на ЧП в съвременните ЕТС. Освен това
поведението и ефективността на тези устройства, потвърждават и резултатите
получени от аналитичните изследвания. Създаваните в днешни дни от водещи
фирми ЕТС за променлив ток, използват ЧП свързани на вторичната страна на
ТТл. Това гарантира тяхното отлично енергетично поведение и енергийна
ефективност.
За решаване на енергетичните проблеми на модернизираните наскоро
тиристорни локомотиви 46-200, експлоатирани в ЖП транспорт у нас, е
необходимо допълнително вграждане в ЕТС на устройство за АКРМ.
Преустройството им на база ЧП налага премахването на тиристорните
изправители и изграждане на ЧП и допълнително ПРУ, което изисква значителни
финансови средства и е нерентабилно.
3.4.2. Изследване на енергийните показатели на електрически
локомотив серия 86.XXX на БУЛМАРКЕТ с инверторно задвижване
Електрическите локомотиви серия 86. ххх експлоатирани от БУЛМАРКЕТ
ВВС и ДБ Шенкер са с инверторно асинхронно задвижване и включен ЧП на
Изменение на коефициента на мощност на ЕМВ 30-00
0,95
0,96
0,97
0,98
0,99
1
08:18 08:19 08:20 08:21 08:22 08:23 08:24 08:25 08:26 08:27 08:28 08:29
времепътуване
Ко
еф
иц
иен
т н
а м
ощ
но
ст
Фиг.3.10, б. Изменение на коефициента на мощност на ЕМВ 30-00
76
вторичната страна на локомотивния трансформатор. На първичната страна на
трансформатора имаха включен капацитет 2х20 μF, който беше изключен след
това поради факта, че локомотивът е източник на реактивна (капацитивна)
електроенергия. Енергетичното поведение на ЕЛ е изследвано многократно в
различни експлоатационни условия, като резултатите са публикувани в редица
публикации. В настоящия труд са показани основните енергетични параметри в
графичен вид по аналогичен начин на изследваните до тук състави. Целта е да се
направи сравнение и анализ на параметрите, определящи енергетичното
поведение на ЕТС за променлив ток, експлоатирани у нас.
Измерванията на локомотиви серия 86 са направени в няколко ТП с
мрежови анализатори, присъединени към токовите и напреженовите вторични
вериги на изводи контактна мрежа, захранващи участъка, по който се движат
съставите. Измерванията са проведени за период от една година и представляват
огромен обем от данни. Направен е дневен, месечен и годишен анализ на всички
параметри, характеризиращи енергийната ефективност на тези състави.
В избрания интервал на времепътуване отново са включени всички основни
и определящи специфичната работа на ЕТС режими. Това се вижда от стойностите
и характера на изменение на тяговия ток на състава, измерен на вторичната страна
на ТП с прецизна микропроцесорна измервателна техника.
Графичното изменение на тока на състава е показано на Фиг.3.11 и
Фиг.3.14. На Фиг.3.14 е показан режим на работа на празен ход при включени
спомагателни машини на локомотива. Балансът на мощностите в режим на тяга
(Фиг.3.12) при номинални стойности на товарните токове показва приблизително
равенство на активната и пълна мощност на състава, реактивната мощност почти
в целият измерван диапазон има отрицателни стойности, т.е. капацитивен
характер. Q нараства с положителни стойности (индуктивен характер) в режим на
динамично ускоряване на състава, увеличаване на тяговия ток.
77
.
От изменението на мощностите показано на Фиг.3.15 в режим на празен ход
се вижда, че ЕТС представлява реактивен (капацитивен) товар за ТЕС. В целият
диапазон на времепътуване консумацията на реактивна капацитивна мощност е
много по-голяма от активната и това води до значително влошаване на
енергетичните показатели на ТЕС[20][7].
Фактора на мощност на локомотив серия 86.ХХХ е значително по-нисък от
този на ЕМВ Siemens, средната му стойност за изследвания работен диапазон е
Ielтп, А
0
50
100
150
200
12:19
12:21
12:23
12:25
12:27
12:29
12:31
12:33
12:35
12:37
12:39
12:41
12:43
12:45
12:47
12:49
12:51
12:53
12:55
12:57
12:59
13:01
времепътуване, min
Ielтп, А
Фиг.3.11. Изменение на тяговия ток на влак теглен от локомотив серия 86
-1000000
0
1000000
2000000
3000000
4000000
5000000
12:1
9
12:2
1
12:2
3
12:2
5
12:2
7
12:2
9
12:3
1
12:3
3
12:3
5
12:3
7
12:3
9
12:4
1
12:4
3
12:4
5
12:4
7
12:4
9
12:5
1
12:5
3
12:5
5
12:5
7
12:5
9
13:0
1
времепътуване,min
Pelтп, W Qelтп,Var Selтп,VA
Фиг.3.12. Изменение на консумираните мощности на състава
78
около 0,6 (Фиг.3.13). Както се вижда от заснетите криви на двете Фиг.3.13 и
Фиг.3.16 при режимите на работа на празен ход на тяговото електрообзавеждане
(работи само спомагателното ЕО на състава) стойността на фактора на мощност е
много ниска, в по-голямата част от измервания диапазон той е под 0,2.
Очевиден е оптималният режим на работа на ЕТС (Фиг.3.13.) по отношение
на поддържане на висок Км. Ефективното управление на локомотива,
обезпечавано от страна на машиниста трябва да се съобрази с режима на работа
подобен на този в времеинтервала, приблизително от 12:31 до 12:43, където се
поддържа тягов ток над 100А. Режимите на празен ход, свързани с престои по гари
и др. би трябвало да се сведат до минимум при експлоатацията на тези
локомотиви, това е свързано с оптимизиране на графиците на движение.
PFelтп
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
12:1
9
12:2
1
12:2
3
12:2
5
12:2
7
12:2
9
12:3
1
12:3
3
12:3
5
12:3
7
12:3
9
12:4
1
12:4
3
12:4
5
12:4
7
12:4
9
12:5
1
12:5
3
12:5
5
12:5
7
12:5
9
13:0
1
времепътуване,min
PFelтп
Фиг.3.13. Изменение на фактора на мощност на състава
Фиг.3.14 Изменение на тока на състава при режим на работа на празен ход
79
Направените подробни изследвания с мрежов анализатор потвърждават
факта, че тези състави допълнително влошават енергетичните параметри на ТЕС
в режимите и на празен ход. Би могло да се каже, че при нормално натоварване на
системата, при активно-индуктивен товар, те биха играли положителна роля по
отношение на енергетичната картина. Контактните мрежи и тези състави
генерират капацитивна мощност. При наличие на тягов товар, капацитивният ток
PFel
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
09:28
09:31
09:34
09:37
09:40
09:43
09:46
09:49
09:52
09:55
09:58
10:01
10:04
10:07
10:10
10:13
10:16
10:19
10:22
10:25
времепътуване,min
PFel
Фиг.3.16 Изменение на фактора на мощност на състава при празен ход
-600000
-400000
-200000
0
200000
400000
600000
800000
09:28
09:31
09:34
09:37
09:40
09:43
09:46
09:49
09:52
09:55
09:58
10:01
10:04
10:07
10:10
10:13
10:16
10:19
10:22
10:25
времепътуване,min
P1тп,W Q1тп, Var S1тп, VA
Фиг.3.15. Изменение на консумираните мощности на състава при празен
ход
80
в мрежата се наслагва с по-големия товарен ток, който има индуктивен характер.
При отсъствие на тягов товар, капацитивният ток обуславя пренасянето на
капацитивна мощност, съответно капацитивна енергия в мрежата.
В режим на празен ход на ТЕС (отсъствие на тягов товар) контактната
мрежа генерира капацитивен ток, който обуславя пренасянето на капацитивна
мощност, съответно капацитивна енергия в мрежата. Тези състави ще са полезни
само при нормално функционираща ЖП система, при интензивно движение и
преобладаващ активно-индуктивен характер на товара. Този факт наложи
изключването на кондензаторните групи на входа при експлоатацията на
локомотивите.
От направените аналитични и експериментални измервания и анализи са
определени енергетичните параметри на всички основни видове ЕТС,
експлоатирани в ЖП транспорт.
Във връзка с това са направени теоретични изследвания на
електромагнитните процеси чрез създадени за целта математически модели на
основните елементи на системата «ТЕС – ЕТС». Извършен е сравнителен анализ
с експерименталните резултати и е определена тяхната истинност.
Целта е аналитично да се изследват режимите на работа и оразмери активен
компенсатор на реактивна мощност (АКРМ), т.е. вариант за повторна
модернизация на ЕТС за променлив ток (серии 46.200, 44.01/02) с възможности за
плавно регулиране на теглителната и спирачна сила и поддържане на
необходимите енергетични показатели във всички режими на работа.
81
Глава 4. Математическо моделиране на системата „тягова
енергозахранваща система - електрическо транспортно средство“
На базата на проведени теоретични изследвания на електромагнитните
процеси е разработен математически модел на тяговата система „ТЕС – тягов
трансформатор – силов преобразувател – регулируем компенсатор на реактивна
енергия – тягови двигатели”. Основната цел е ориентирана към изследване чрез
моделиране на енергетичната ефективност на ЕТС с ниски енергетични
показатели и проектиране на активен компенсатор за вграждане в ЕТС.
Представен е вариант за създаване на математически модел с помощта на
който се изчисляват моментните стойности на тока и напрежението на основните
елементи в схемата на разглежданата система. Това се прави по пътя на числено
интегриране на системата от диференциални уравнения, описващи процесите в
електрическите вериги. Освен това се определят средна и ефективна стойност на
представляващите интерес променливи – активна, реактивна,пълна мощност,
THD%, Км и др.[45][47][48]
Графичното представяне на резултатите се осъществява с използването на
графична програма MS Excel. Предлаганата методика позволява да се определят
аналитично енергетичните показатели на изследваните ЕТС за променлив ток и
сравнят с получените по експериментален път.[25]
За да се направи цялостно изследване на енергетичните показатели на ЕТС
математическия модел „тягова мрежа – ЕТС” трябва да съдържа следните основни
елементи: тягова подстанция (ТП) – разглеждането и се прави посредством
подстанционен трансформатор (ПТ); контактна мрежа (КМ); тягов
трансформатор на локомотива (ТТЛ); пуско-регулиращо устройство (ПРУ) –
конкретен вид регулатор или преобразувател; товар – в случая това са тяговите
двигатели (ТД); активен компенсатор на реактивна мощност.[52][53]
4.1. Модел на тягова енергоснабдителна система (ТЕС)
Захранването на тяговите електрически товари за променлив ток (ЕТС) се
осъществява чрез тягови подстанции (ПТ) и контактна мрежа. Те притежават
82
специфични параметри, оказващи влияние на електромагнитните (ЕМ) процеси
при предаване на електрическа енергия от ТП към ЕТС и обратно. Освен това
параметрите на участъка от КМ са динамични, т.е. при движение на ЕТС в
подстанционната зона се променят при неговото движение[45][46][47][55]
В общия случай КМ се разглежда като електрическа верига с разпределени
параметри [47]. Те са крайни елементи, съставени от последователно свързани Т-
образни четириполюсници, съответстващи на участъци с дължина 𝛥𝑋, показани
на Фиг.4.1. [58]
При разстояния между ТП в ЖП транспорт от порядъка на 40-60 km, модела
на КМ с достатъчна точност може да се представи във вид на един Т-образен
четириполюсник, като заместващата схема е показана на Фиг.4.2.
Елементите L1, R1, C, g определят индуктивността, активното
съпротивление, капацитета и напречната активна проводимост на КМ. Паралелно
свързаните елементи R2 и L2 отчитат влиянието на повърхностните ефекти върху
изменението на параметрите на КМ. [53]
От Фиг.4.2 са изведени зависимости за активното и реактивното
съпротивление на мрежата:
(4.1)
𝑅𝐾𝑀 = 𝑅1 + 𝑅2𝜔2.𝐿2
2
𝑅22+(𝜔.𝐿2)2
𝑋𝐾𝑀 = 𝜔 [𝐿1 + 𝐿2𝑅2
2
𝑅22+(𝜔.𝐿2)2
]
Фиг.4.1. Заместваща схема на
елемент от контактната мрежа
с дължина 𝜟𝑿
Фиг.4.2. Заместваща схема на
участък от КМ с дължина l
83
Те могат да бъдат изчислени от изразите: 𝑅𝐾𝑀 = 𝑟0. 𝑙; 𝑋𝐾𝑀 = 𝑥0. 𝑙, ако се
знаят параметрите на участъка от КМ с дължина l. Където r0, х0 са съответно
активното и реактивното съпротивление за 1 km от КМ, Ω/km.
За осъществяване на изчисленията са приети следните начални условия:
еднопътен участък от контактна мрежа, марка носещо въже ПБСМ-95, контактен
проводник ТФ-100, тип релси Р65, Р50.
За дадените параметри на КМ средните стойности на съпротивленията са
r0=0,24Ω/km, х0=0,48Ω/km, С0=11nF/km и b0=3,45.10-6 1/ Ω*km.[13][15][25]
Ако се приеме, че разположението на ЕТС е в средата на фидерната зона
(𝑙ф ≅ 60 𝑘𝑚) и се представи КМ във вид на Т-образен четириполюсник, то
стойностите на елементите в схемата, показана на Фиг.4.2са както следва:
(4.2) L1=45,86 mH; R1=7,2 Ω ; C1=0,330 µF;
(4.3) L2=8,16 mH; R2=59,8 Ω
Тяговата подстанция се представя чрез подстанционния трансформатор
(ПТ), като източник на променливо синусоидално напрежение еТП, активното
съпротивление RТП и индуктивното LТП, приведени към напрежението на КМ.
Заместващата схема е показана на Фиг.4.3.
Изчисленията са направени за един от широко използваните у нас типове
тягови трансформатори в ТП захранващи електрическия железопътен транспорт
– тягов трансформатор тип ЕМРУ 10500/110. За избрания тип трансформатор за
дефинираните параметри са изчислени следните стойности:
ТПL
ТПR
ТПе
Фиг.4.3.
Заместваща
схема на ТП Фиг.4.4. Пълна заместваща схема на ТЕС
84
(4.4) 𝑒тп = √2. 𝐸тп. 𝑠𝑖𝑛𝜔𝑡; 𝑅тп = 0,191Ω; 𝐿тп = 0,0229𝐻
Пълната заместваща схема на ТЕС е показана на Фиг.4.4. В програмния
продукт е създадена възможност да се оценява влиянието на изменението на
напрежението на шините на ТП, като еТП може да варира от еТПmin до еТПmax. Също
така стойностите на елементите от заместващата схема на КМ варират при
движение на ЕТС във фидерната зона.[45][47][49]
4.2. Модел на тягов трансформатор на ЕТС (ТТЛ)
Електромагнитните процеси в тяговите трансформатори на ЕТС са най-
сложни за моделиране, поради специфичното им изпълнение. Те са
многонамотъчни, намотките често са несиметрично разположени върху
магнитопровода. Освен това при изменение на UКМ=19÷29 kV магнитопровода
може да се насища. Параметрите на трансформатора оказват най-голямо влияние
на процесите в силовите вериги на ЕТС и поради това играят решаваща роля за
получаване на по-голяма точност. В случая трансформаторът е представен във вид
на електрическа верига с индуктивни и активни съпротивления [60][66].
По-нататък разглеждането е направено за трансформатора на ЕЛ 46-200.
Причината за това са, както видяхме от изследванията до тук, изключително
ниските енергетични показатели (Км) на състава и свързаната с това необходимост
от вграждане на АКРМ в силовата му схема. След модернизацията на локомотив
46-200, трансформаторът се състои от първична намотка, шест тягови вторични
намотки, намотка за захранване на електродинамичното спиране, намотка
собствени нужди и намотка влаково отопление. На Фиг.4.5 на модела е отразена
само тяговата част.
Фиг.4.5. Схема на модела на ТТЛ
85
За изграждане на математическия модел са съставени уравнения описващи
електрическото равновесие за всички намотки на трансформатора.[47][48][49][53]
(4.5) ||
𝑢1 = 𝑖1. 𝑅1 +𝑑𝜓1
𝑑𝑡
𝑢2 = 𝑖2. 𝑅2 +𝑑𝜓2
𝑑𝑡
𝑢𝑛 = 𝑖𝑛. 𝑅𝑛 +𝑑𝜓𝑛
𝑑𝑡
където in – ток протичащ в n-та намотка; Rn – активно съпротивление на n-та
намотка; - потокосцепление.
Потокосцеплението и основният магнитен поток Ф0 се определят от
конкретни зависимости, като след подходящи преобразувания се получава:
(4.6)
2 1 21 1 1 1 0 1 1 2 0 1 0
21 22 2 2 2 1 0 2 0 2 2 0
. ( ) ........
. ( ) .........
...................................................................................
nn
nn
didi diu i R w w w w w
dt dt dt
didi diu i R w w w w w
dt dt dt
21 21 0 2 0 0
..............
. .......... ( ) nn n n n n n n
didi diu i R w w w w w
dt dt dt
Коефициентите пред di/dt представляват собствените и взаимни
индуктивности на трансформатора.[ ]
(4.7) ;
Уравненията се записват в матрична форма. Коефициентът на матриците
се явяват параметри на ТТЛ. Те се определят на основата на опитни данни (за
активните съпротивления от непосредствени измервания, а за индуктивността от
опити на п.х. и к.с.).
(4.8) ;
За разглеждания тягов трансформатор на локомотива (TFVL 80)
параметрите имат следните стойности:
i
2
12
i1
10ii w.
KL
2
1
j1i1
0ij w.
K.KL
nn2n1n
n21221
n11211
L...LL
................
L...LL
L...LL
L
nR
R
R
R
.........00
.................
0........0
0........0
2
1
86
(4.9)
Математическото моделиране на процеси в ТТЛ чрез използване на
приведени параметри има сравнително висока точност във всички режими на
работа на ТТл при номинални напрежения. При използването на този метод не се
отчита насищането на магнитопровода, поради което в режим на празен ход на
трансформатора грешката нараства. За постигане на по-висока точност на
резултатите, е необходимо моделирането да се прави по други методи, например
чрез представяне на трансформатора като нелинейна магнитна верига със система
от намотки, магнитно-свързани с различни участъци от магнитната верига.
4.3. Модел на електронния преобразувател на локомотива
При серия 46-200 ПРУ на два тягови двигателя представлява два
последователно свързани управляеми хибридни изправители схема „Грец”. [42]
Реализира се последователно плавно изменение на вторичните напрежения U21 и
U22 (двузоново регулиране) към товара (Фиг.4.6). При изследване на режимите на
работа на ПРУ на тиристорен локомотив 46-200 са използвани основните
зависимости за определяне на работните и енергетични параметри при двузоново
регулиране с хибридни тиристорно-диодни изправители, показани в предните
глави.
00826,000825,000825,0426,0
00825,000393,000391,0297,0
00824,000397,000392,0294,0
42403,029701,029405,029,25
L
0043,0000
00042,000
000042,00
000424,0
R
Фиг.4.6. Модел на хибридния изправител на 46.200
87
В редица моделиращи програми (например MATLAB Simuling) когато не
се прави изследване на параметрите на полупроводниковите елементи (ПЕ) те се
представят като идеален ключ. Състоянието на ключа се описва с логически
променливи:[47][49]
(4.10)
4.4. Модел на товара
Товарът на ПРУ са колекторни ТД и последователно свързани на тях
изглаждащи реактори (ИР). При моделирането на ТД те да се представят във вид
на електрическа верига, съдържаща еквивалентен източник на е.д.н., активно
съпротивление и индуктивност (Фиг.4.7).
Напрежението на тази верига се определя от израза:
(4.11) 𝑈ТД = Е𝑑 + 𝑟𝑑𝑖𝑑 + 𝐿𝑑𝑑𝑖𝑑
𝑑𝑡,
Където Е𝑑 = 𝑐. Ф. 𝑉 е е.д.н. на двигателя; 𝑟𝑑 = 𝑟ИР + 2. 𝑟ТД е активното
съпротивление на изглаждащият реактор и двата последователно свързани ТД;
𝐿𝑑 = 𝐿ИР + 2. 𝐿ТД - индуктивност във веригата на изправения ток;
Ф – магнитен поток на ТД; v – скорост на движение на ЕТС.
4.5. Пълен модел на системата „ТЕС – ЕТС”
Основната схема на математическия модел на изследваната система е
показана на Фиг.4.8 в блоков вид. Необходимо е да се моделират и алгоритмите
на работа на системите за управление на ПРУ и АКРМ.[44] [54][56]
Фиг.4.7. Заместваща схема на товара
изключенПЕако
включенПЕакоS ПЕ
,0
,1
88
4.6. Заключение
Разработеният математически модел позволява да се анализират
електромагнитните процеси в силовите схеми на етс, по пътя на формиране на
система от диференциални уравнения и численото им интегриране по избран
метод. Получените масиви от данни съответстват на моментните стойности на
токовете и напреженията в отделните елементи на електрическата верига в
определен момент от време. На тази основа са определени основните показатели
и характеристики, характеризиращи енергетичната ефективност на изследваните
ЕТС за променлив ток. Част от резултатите са показани в следващите глави.
ТПL
ТПR
ТПе
1L1R
2L
2R1L21R2
2L2
2R2
2L
2R1L1R
1C
~
1C
1ПЕ 2ПЕ
3ПЕ 4ПЕ
5ПЕ 6ПЕ
7ПЕ 8ПЕ
21U
22U
di
dL
dR
dE
АКРМ
Фиг.4.8. Схема на силовата част от математически модел на системата
„ТЕС – ЕТС”
89
Глава 5. Аналитично изследване на енергетичните показатели и
проектиране на активен компенсатор за реактивна мощност за
вграждане в 46-200
За да се направи енергетично изследване с описания в глава 4
математически модел е необходимо да бъдат определени интегралните
характеристики за установени режими, които са най-типични в експлоатационни
условия. Предварително съобразно изискванията на създадения математически
модел се приемат следните начални условия: напрежение на празен ход на
тяговата подстанция (ТП) – ЕТП; местоположение на ЕТС във фидерната зона –
влияние в/у параметрите на КМ; установен ток на ТД – Id*; характер на изменение
на скоростта на движение на ЕТС и режим на работа на ТД (закон на изменение
на Ed).[45][47][48][49]
Напрежението на празен ход на ТП се задава по пътя на въвеждане на
зададена амплитудна стойност. Така при избрана 𝑈нТППХ= 25 𝑘𝑉, моделиращия
източник на ТП ще се описва от израза:
(5.1) 𝑒ТП = √2. 25000. sin (2𝜋. 50𝑡)
Положението на ЕТС във фидерна зона в математически модел се определя
по пътя на задаване на конкретни параметри от заместващата схема – активно и
индуктивно съпротивления и капацитет. Тези параметри са зададени в зависимост
от характеристиките на участъка (еднопътен или двупътен), тип контактна мрежа
(контактен проводник, носещо въже), тип релси .
Токът на ТД Id* се задава с цел да се симулира реалното натоварване на
тяговото електрообзавеждане и получи конкретна определеност при изчисляване
на характеристиките на ЕТС. Има възможност в математическия модел да се
моделира блока за автоматично регулиране, като тока се задава във вид на
стойности, отразяващи големината на тока на ПРУ.[4]
Характерът на изменение на скоростта и режимите на работа на ТД се
определят от закона за изменение на напрежението на източника на е.д.н. на ТД.
Изменението на е.д.н. може да се реализира по няколко закони, например:
линеен – 𝐸𝑑 = 𝑘. 𝑡
90
хармоничен – 𝐸𝑑 = 𝐸dmax.Sin𝜔𝑡;
линеен с ограничения - 𝐸𝑑 =
𝐸𝑑𝑚𝑎𝑥
𝑇0. 𝑡, при 𝑡 < 𝑇0
𝐸𝑑𝑚𝑎𝑥
𝑇0. t при 𝑡 ≥ 𝑇0
При направеното изследване се изчисляват моментните стойности на
токовете и напреженията на определени места в силовата схема на ЕТС.
Едновременно с това се извършва изчисляване на всички представляващи интерес
променливи - активната и реактивната мощност, КМ и др. Тези резултати се
натрупват в масиви от данни и се използват за анализи. Графичното представяне
на изследваните параметри се осъществява с използването на графична програма
MS Excel [47].
Предлаганата методика позволява да се определят аналитично
енергетичните показатели на изследваните ЕТС за променлив ток и сравнят с тези
получени от експериментални изследвания.
5.1. Оценка на енергетичните показатели на модернизиран локомотив
серия 46-200
За изследвания локомотив 46.200 номиналното вторично напрежение на
тяговите намотки е U2н=967V, коефициентът на трансформация е
Kт=25000/967=25,853.[13][14]
Енергетичните показатели на електрически локомотив 46-200 се определят
в съответствие с разработената методика, като се задават условията на работа на
ЕТС:
- напрежение на празен ход на ТП – EТП=25 kV;
- ЕТС се намира в средата на фидерната зона (lФЗ/2=25 km);
- зададена стойност на изправения ток Id*=1180 A и Id
*=2000 A, те
съответстват на траен и максимален ток на ТД 1180 А и 2000А (два двигателя са
свързани последователно към два тиристорни изправителя);
В тягов режим се реализира двузоново регулиране на напрежението на ТД
с цел частично подобряване на енергетичните показатели на локомотива.
Изменението на е.д.н. на ТД е по закона:
91
(5.2) 𝐸𝑑 =𝐸𝑑𝑚𝑎𝑥
𝑇0. 𝑡 - за режим на тяга
Линейното изменение на е.д.н. съответства на пропорционално изменение
на скоростта на движение на ЕТС. Максималната стойност на е.д.н. е приета
𝐸𝑑𝑚𝑎𝑥 = 770 𝑉. Първоначално се изчисляват моментните стойности на тока и
напрежението на елементите в силовата схема. На Фиг.5.1 са показани
зависимостите на напрежението на КМ (Uel) и тока на ЕТС (Iel) при работа в
средата на фидерната зона. Локомотива работи в режим на тяга. Тяговият ток на
електрическия локомотив във II зона достига приблизително 140 А, което
съответства приблизително на средна стойност на изправения ток, приблизително
1180 А. Виждат се силни изкривявания в кривата на напрежението, предизвикани
от комутацията и режима на работа на ПРУ(тиристорния изправител). След всяка
комутация се появяват високочестотни колебания с приблизителна честота около
1000 Hz.
Освен това отдалечаването на електрическия локомотив от ТП предизвиква
пад на напрежение в КМ, а това налага да бъде компенсиран с промяна на ъгъла
на регулиране на изправителя. Формата на тока се запазва и се определя основно
-200
-150
-100
-50
0
50
100
150
200
1,00000 1,00500 1,01000 1,01500 1,02000
t, s
Iel,
A
-50
-40
-30
-20
-10
0
10
20
30
40
50
Uel,
kV
Iel,A Uel,kV
Фиг.5.1. Ток и напрежение на ЕТС при работа в средата на фидерната
зона
92
от голямата индуктивност на изглаждащия реактор. На базата на резултатите от
определяне на моментните стойности са определени енергетичните показатели на
ЕТС.[47][48][49]
Получените резултати за енергетичните характеристики на електрическия
локомотив са показани на Фиг.5.2 и Фиг.5.3. На Фиг.5.2 са показани измененията
на фактора на мощност (PF) и коефициента на мощност от скоростта на състава.
На Фиг.5.3 са дадени във вид на зависимости на активната P1(Ud), реактивната
Q1(Ud), пълната S1(Ud) мощности от средната стойност на изправеното
0
500
1000
1500
2000
2500
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600
Ud, V
P, Q, S
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
PF, KmP, kW S, kVA Q, kVar PF Km
Фиг.5.3. Изменение на мощности и енергетични параметри във функция от
средната стойност на изправеното напрежение
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
V, Km/h
PF Km
Фиг.5.2. Изменение на енергетични параметри във функция от скоростта,
от техническата документация
93
напрежение Ud, а също така PF(Ud) и КМ(Ud) при зададен работен ток на ЕТС (1180
А).
От направените експериментални измервания на влакове теглени от
модернизирани локомотиви серии 44-01 и 46-200 са обобщени характиристиките,
показани на Фиг.5.4 и Фиг.5.5.
На Фиг.5.4 е показано изменението на активната, реактивната и пълна
мощност на състава. Очевидна е голямата консумация на реактивна (с индуктивен
характер) мощност, като тя е съизмерима с консумираната от състава активна
мощност. Подобни характеристики бяха коментирани подробно при
представеното експериментално изследване на тази серия ЕЛ в глава 3.
Характерът на изменение и стойностите на фактора на мощност (PF) са
показани на Фиг.5.5. Вижда се, че в почти целия диапазон той има стойност под
PFel
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
12:0
2
12:0
4
12:0
6
12:0
8
12:1
0
12:1
2
12:1
4
12:1
6
12:1
8
12:2
0
12:2
2
12:2
4
12:2
6
12:2
8
12:3
0
12:3
2
12:3
4
12:3
6
12:3
8
12:4
0
12:4
2
12:4
4
12:4
6
12:4
8
времепътуване, min
PFel
Фиг.5.5. Изменение на фактора на мощност
0
500000
1000000
1500000
2000000
2500000
3000000
3500000
4000000
4500000
12:0
2
12:0
4
12:0
6
12:0
8
12:1
0
12:1
2
12:1
4
12:1
6
12:1
8
12:2
0
12:2
2
12:2
4
12:2
6
12:2
8
12:3
0
12:3
2
12:3
4
12:3
6
12:3
8
12:4
0
12:4
2
12:4
4
12:4
6
12:4
8
P[W] Q[Var] S[VA]
Фиг.5.4. Изменение на мощности при 46-200
94
0,8. която е незадоволителна и показва енергетичната неефективност на тази серия
локомотиви.
Анализът показва, че средната стойност на КМ в целият диапазон на
регулиране 𝐾𝑀 ≈ 0,8. Даже при работа в II зона при ъгъл на регулиране 𝛼 ≅ 0,
коефициента на мощност не е по-висок от 0,85. Реактивната мощност нараства с
напрежението и достига най-голяма стойност в II зона около 1000 kVАr за едно
ПРУ. Характера на изменение на Q е степенен и на всяка следваща зона нараства
с 𝛥𝑄 ≈ 500 𝑘𝑉𝐴𝑟. При линейно изменение на активната мощност P1(Ud),
степенното изменение на Q1(Ud) дава обяснение за пилообразния характер на
изменение на КМ.
Аналитичното изследване потвърждава експерименталните резултати.
Анализът показва, че ЕТС с подобен начин на регулиране на теглителната и
спирачна сила имат много ниски енергетични показатели: КМ=0,7÷0,8 при тяга и
КМ=0,5÷0,6 при електрическо рекуперативно спиране.
Поради тази причина ЕТС с диодно и тиристорно амплитудно-фазово
регулиране трябва да се модернизират с цел повишаване на енергетичните им
параметри.
5.2. Оценка на енергетичните показатели на ЕТС за променлив ток с
вграден компенсатор на реактивна мощност (КРМ)
Правени са редица изпитания на локомотиви с тиристорни изправители с
вграждане на АКРМ и получените резултати са публикувани в литературата.
Резултатите показват, че КМ в тяга нараства от 0,8 до 0,96, и потреблението на Q
намалява значително. [45][46][47][48][49]
За да се изследва процеса на компенсация е направено изследване за КМ при
включване на нерегулируем КРМ с избрана реактивна мощност Q=650 kVAr,
свързан към една група вторични намотки на ТТ.
След включване на КРМ в кривите на напрежението се наблюдават
характерни комутационни изкривявания, предизвикани от високочестотни
колебания в КМ. Формата на тока се различава от тази без КРМ. Появява се
95
допълнителна деформация от появата на капацитивната съставяща, намаляваща
дефазирането между тока и напрежението.
На Фиг.5.6 са показани енергетичните показатели в режим тяга при ток на
двигателя 1180 А с КРМ. Вижда се, че при работа във втора зона и в част от първа
зона КМ е по-голям от 0,9.
Следва да се отбележи, че при намаляване на тяговия ток на ЕТС, областта
на прекомпенсация се разширява и обхваща по-голяма зона. Както
недокомпенсацията, така и прекомпенсацията на реактивната мощност водят до
допълнително увеличаване на токовите товари на ТЕС и в енергетичен план са
нежелателни. Освен това при прекомпенсацията нараства напрежението на
токоприемника, което може да предизвика аварийно изключване на захранването.
Поради този факт бордовите компенсатори трябва да бъдат активни
(регулируеми) и режима им на работа да се определя от конкретните изисквания
на ЕТС.
5.3. Заключение
Модернизацията на тиристорни локомотивите експлоатирани в жп
транспорт у нас е задължителна, от гледна точка на изпълнение на европейските
норми и изисквания, по-отношение на качеството на електрическа енергия,
-500
0
500
1000
1500
2000
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800
Ud, V
P, Q, S
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
PFP, kW S, kVA Q, kVar PF
Фиг.5.6. Изменение на мощности и енергетични параметри във функция
от средната стойност на изправеното напрежение
96
потребявана от ЕТС. Вариантите в това отношение са два - премахване на
тиристорните изправители и вграждане на четириквадрантни преобразуватели,
реализирани на базата на IGBT. В този случай се постигат идеални енергетични
характеристики в целият регулируем диапазон и възможност за реализация на
рекуперация. Недостатък – икономически неизгоден.
Вторият вариант е свързан с възможността за проектиране и вграждане в
ЕТС на АКРМ, който изисква значително по-малко средства и е по-лесен за
изпълнение. Изследванията показват, че в енергетично отношение, постигнатите
показатели напълно ще покрият изискванията от въведените евронорми.
На базата на създадения математичен модел и проведените
експериментални измервания на модернизирани състави се създаде възможност
за оптимизиране на процеса на проектиране на активни устройства за
компенсиране на потребяваната от тях реактивната мощност.
97
Глава 6. Проектиране на активен компенсатор на реактивна мощност
за тиристорни ЕТС за променлив ток
6.1. Избор на параметри и схеми на включване на АКРМ
Реактивната мощност на кондензаторната батерия (КБ) се определя по
формулата:
(6.1) 𝑄𝑐 = 𝜔. 𝐶. 𝑈𝑐2
където Uс е ефективна стойност на напрежението на кондензатора; С е капацитета
на КБ; 𝜔 = 2𝜋𝑓 - ъглова честота.
В условията на експлоатация на ЕТС напрежението на токоприемника се
изменя в широки граници от 19 до 29 kV. От тук Qс ще се променя в съотношение
(29/19)2 = 2,3 пъти. В тази връзка за да се реализира качествена компенсация на Q,
напрежението на КБ трябва да се променя във функция от захранващото
напрежение. Също така Qс трябва да се регулира в зависимост от режима на работа
на ЕТС, което може да се осъществи посредством изменение на големината на
капацитета или напрежението. Капацитетът на КБ може да се регулира степенно
или плавно, като в съвременните компенсиращи устройства това се прави
плавно.[24][46][47][50][26]
В силовите схеми на ЕТС с многозоново регулиране, вторичните намотки
обикновено имат допълнителни изводи, или се свързват последователно през
изправителите, като напрежението им се регулира плавно. Например вторичните
намотки на ТТ на локомотив 46-200 са свързани по две последователно през
тиристорните изправители, които регулират и сумират плавно напрежението им
към два последователно свързани ТД и напрежението им на празен ход (Uпр.х.) е
приблизително 940 V на първа зона и 1880 V на втора зона. Ако кондензатора се
включва към различните изводи на ТТ е възможно да се получи необходимата
система от напрежения 1900 V и 950 V, което дава възможност на изменението на
Qс на степени: Q1 : Q2 =1 : 0,25.
Този начин на компенсиране е подходящ, той ще съдържа източник на Qс,
силово устройство за комутация и система за управление.
98
При определяне на параметрите на компенсатора трябва да се знае
големината на некомпенсираната реактивна мощност на ЕТС, като в случая ще се
използва относителна реактивна мощност [47][50]. През последните години
технологията за изработване на АКРМ значително се осъвремени, което даде
възможност да се намалят габаритите на реактивните елементи. Ако се избере
големината на относителната реактивна мощност в диапазона 𝑄∗ = 0,3. . .0,5, то в
този случай КМ ще бъде по-голям от 0,9 и основните показатели, дефинирани в
евронормите, касаещи качеството на електрическата енергия, ще бъдат
изпълнени.
Като се отчетат получените от аналитичните и експериментални
изследвания големини на Q за двете работни зони на 46.200, се получава:
(830 ± 350) 𝑘𝑉𝐴𝑟 при номинална мощност 1650 kW;
(640 ± 380) 𝑘𝑉𝐴𝑟 при мощност 60% от номиналната.
Като се има предвид, че в тягов режим при ток 1180 А реактивната мощност
консумирана от 46.200 е около 2600 kVAr, мощността на АКРМ може да се приеме
𝑄АКРМ ≈ (600 ÷ 900) 𝑘𝑉𝐴𝑟 за една група изправители.
Непосредственото включване на компенсатор в ЕТС, състоящ се само от
кондензатор е неприемливо. Това е свързано с факта, че ПРУ е включено към ИР
и ТД и като цяло се явява генератор на ток с голямо вътрешно съпротивление.
Веригата, състояща се от кондензатор с капацитет С и паралелно включена
еквивалентна индуктивност LE (приведената към вторичната страна на ТТ
индуктивност на КМ, ТП и първичната намотка на ТТ), образуват колебателен
контур със собствена честота на колебание, която може да се изменя в широки
граници във фидерната зона:
(6.2) 𝜔 =1
√𝐿𝐸.𝐶АКРМ
За да се ограничи опасността от възникване на резонансни явления в ТЕС е
необходимо КУ да съдържаща последователно свързани кондензатор САКРМ и
реактор с индуктивност LАКРМ [47]. В този случай еквивалентното индуктивно
съпротивление при честота ω ще се определя от:
(6.3) 𝑋𝐿АКРМСАКРМ= 𝑋𝐿АКРМ
+ 𝑋САКРМ=
1
𝑗𝜔САКРМ(1 −
𝜔2
𝜔02)
99
където 𝜔0 =1
√𝐿АКРМ.𝐶АКРМ е собствената честота на LC – веригата на КРМ.
Степента на намаляване ефективността на КРМ зависи от отношението
𝜔0/𝜔, което се определя от честотните свойства на електрическата верига на ЕТС
с АКРМ. Те се оценяват на базата на заместващата схема, като изправителя с ТД
се разглежда като източник на ток, въздействащ на електрическата верига,
състояща се от LC – верига на КРМ и приведеното към вторичната намотка на ТТ
съпротивление на ТЕС.[46][47][50]
За изчисляване на параметрите на L-C контура на АКРМ се определя
предавателната честотна характеристика на тяговия ток I2 в ТМ:
(6.4) 𝑊𝐼2(𝜔) =
𝐼𝑇𝑀
𝐼2=
1−(𝜔
𝜔0)
2
1−(𝜔
𝜔0)
2−(
𝜔
𝜔1)
2
където 𝜔1 =1
√𝐿𝑇𝑀.𝐶𝑇𝑀 - собствена честота на контура, образуван от кондензатора
на КРМ и индуктивността на ТМ.
Честотата ω1 се променя от изменението на индуктивността LTM при
движение на ЕТС във фидерната зона. Най-ниската стойност на LТМ съответства
на работа на електрическия локомотив до ТП, когато:
(6.5) 𝐿𝑇𝑀 = 𝐿ТП′ + 𝐿𝜎1
′ + 𝐿𝜎2
където 𝐿ТП′ , 𝐿𝜎1
′ са приведените към вторичната намотка на ТТ индуктивности на
разсейване на трансформатора в ТП и първичната намотка на ТТЛ; 𝐿𝜎2 -
индуктивност на вторичната намотка на ТТЛ.
При работа на ЕТС на разстояние от ТП:
(6.6) 𝐿𝑇𝑀 = 𝐿ТП′ + 𝐿КМ
′ + 𝐿𝜎1′ + 𝐿𝜎2
𝐿КМ′ - приведена индуктивност на КМ от ТП до точката на токоснемане на
ЕТС към вторичната намотка на ТТЛ.
Ориентировъчните параметри на ТЕС може да се приемат:
реактивно съпротивление на ТП - 𝑋ТП = 7,2 𝛺 (𝐿ТП = 0,229 Н);
реактивно съпротивление КМ - 𝑋КМ = 0,48 𝛺/𝑘𝑚 (𝐿𝐾𝑀 = 0,00153 Н/𝑘𝑚).
Индуктивността на разсейване на първичната намотка на ТТ 𝐿𝜎1′ = 0,012 𝐻
и 𝐿𝜎2 = 0,000038 (0,000058) 𝐻.
100
Коефициента на трансформация на ТТ в зависимост от мястото на
присъединяване по LC веригата на АКРМ може да има стойност:
КТ1=25000/943=26,51 и КТ2=25000/1886=13,25.[46][47][50]
Тогава стойността на LТМ е:
(6.7) min 1 22 2
1 1( ) (0,229 0,012) 0,000038 0,000381
26,5TM ТП
T
L L L L HK
max 2
1(0,229 0,012) 0,000038 0,00141
13,25TML H
Вижда се, че приведената индуктивност на ТМ може да варира повече от 3
пъти.
От направените изследвания е доказано, че изборът на LC – веригата на
КРМ трябва да се прави при условието собствената честота на контура да не
съвпада с честотата на хармониците, генерирани от изправителя. При това е
необходимо да се отчита фактора, че изделията кондензатор и реактор на КРМ,
може да имат параметри, различни от номиналните. Освен това в процеса на
експлоатация те се променят.
За конкретно изчисление приемаме собствена честота 𝜔0 = 2𝜋𝑓0 =
2𝜋150 𝑠−1 за трети хармоник на тока. Избираме кондензатор тип KLS на фирма
SТИМАР ЕООД с капацитет С=500 μF. Тогава индуктивността на реактора се
определя:
(6.8) 𝐿КРМ =1
СКРМ𝜔02 =
1
500.10−6.(2𝜋150)2= 3,01 𝑚𝐻
Активното съпротивление на реактора приемаме R=0,01 Ω. С отчитане на
допуски на капацитета на кондензатора приемаме:
(6.9) С1=Сном=500 μF; С2=0,9Сном=450 μF; С3=1,1Сном=550 μF
Параметрите на КМ се определят за две крайни условия на работа на ЕТС:
до ТП и в края на фидерната зона, както следва:
(6.10) L1=L’TMmax=0,0153 H; RTMmax=7,2 Ω
L2=L’TMmin=2,67.10-4 H; RTMmin=0,1 Ω
Направен е анализ на честотните характеристики за три стойности на
капацитета на LC – веригата на КРМ при максимална и минимална индуктивности
LTMmax и LTMmin.[47][48][49]
101
От направения анализ при различни гранични условия и отчитайки
получените данни, следва при избора на параметри на КРМ да се избере 𝜔0 по-
малка от честотата на третия хармоник на тока i2, 150 Hz. За да се избегне
явлението резонанс, резонансната честота трябва да се определя по:
(6.11) 𝑓0 =150
√(1+𝛿𝐿)(1+𝛿𝐶)
където 𝛿𝐿, 𝛿𝐶 - възможни в условията на експлоатация отклонения на
параметрите на КРМ от номиналните.
Ако се приеме, че 𝛿𝐿% = 10% и 𝛿𝐶% = 10%, то резонансната честота
f0=136 Hz. При завишено изискване за отклонение то f0=140-145 Hz.
За разглеждания локомотив серия 46-200 АКРМ трябва да бъде свързан към
двете вторичната намотка на ТТ и да осъществява регулиране в двете зони.
Принципна схема на свързване в силовата верига е показана на Фиг.6.1.
За постигане на необходимата реактивна мощност, АКРМ трябва да се
състои от кондензаторна батерия с паралелно свързани кондензатори (капацитета
Фиг.6.1. Принципна схема на включване на АКРМ
102
им се определя от необходимата Q) и реактор L1. Тъй-като напрежението на двете
тягови намотки за двете зони на регулиране се променя значително в процеса на
регулиране, то и необходимия капацитет на кондензаторите в кондензаторната
батерия също ще варира в широки граници (Собщ=2,3 mF (U=943V) и Собщ=0,5 mF
(U=1886V)), което създава редица неудобства. От изчислените стойности на
капацитета, реактивната мощност и напрежението се избират съответния брой и
тип кондензатори за Uн=2000V и Q=650kVar.
При последователно свързване на реактор и кондензатор резонансната
честота f0=135 Hz. С помощта на контактори АКРМ се включва към различни
изводи на вторичните намотки на ТТ. Схемата реализира двустепенно
превключване, като позволява реактивната мощност да се променя по-стойност.
Превключването става при безтоково състояние на веригата. Чрез тиристорен
(транзисторен) ключ се осъществява плавно безударно включване на LC-веригата
на КРМ.
В схемата са предвидени два датчика за напрежение (ДН), които са
необходими за измерване на напрежението на кондензатора и на намотката на ТТ.
Безударното включване се прави в момент на равенство на тези напрежения. В
разработения вариант се предлага използването на ДН, който е включен
паралелно на компенсатора.
За контрол на тока е предвиден датчик на ток (ДТ). Всички контактори К1,
К2, К3, К4 и К5 трябва да са двуполюсни. Управлението на контакторите се
осъществява от СУ.
6.2. Оразмеряване на електрическата верига на АКРМ
Реалните стойности на токовете и напреженията върху елементите на КРМ
може да се определят чрез отчитане на резултатите от електромагнитните процеси
с помощта на математически модел. Това е свързано с факта, че LC-веригата на
АКРМ е подложена на въздействието на UКМ, а също така и на въздействието на
несинусоидален ток, генератор на който е ПРУ със свързаните ТД към него.
103
За предварителна оценка на токовете и напреженията се разглежда режим
на празен ход, т.е. режим при който към тяговите намотки на ТТЛ е включен само
АКРМ.[45][46][47]
В този случай напрежението на кондензатора може да се определи от:
(6.12) 𝑈𝐶 = 𝑈2пх (1 −𝜔2
𝜔02)
−1
където U2пх е напрежението на празен ход на вторичната намотка на ТТ.
При приетата кратност на собствената честота 𝜔0/𝜔 = 135/50 = 2,7
повишаването на UС е:
(6.13) 𝑈𝐶/𝑈2пх = (1 −𝜔2
𝜔02)
−1
= (1 − 1/2, 72)−1 = 1,16
Ефективната стойност на тока на кондензатора и реактивната мощност на
АКРМ се определят от:
(6.14) 𝐼𝐶 = 𝜔𝐶𝑈2пх2 (1 −
𝜔2
𝜔02)
−1
𝑄𝐶 = 𝜔𝐶𝑈2пх2 (1 −
𝜔2
𝜔02)
−2
Ефективната стойност на тока на реактора на КРМ е равна на ефективната
стойност на IС. Ефективната стойност на напрежението на реактора и реактивната
му мощност се определят от зависимостите:
(6.15) 𝑈𝐿 = 𝑈2пх𝜔2
𝜔02 (1 −
𝜔2
𝜔02)
−1
𝑄𝐿 = 𝜔𝐶𝑈2пх𝜔2
𝜔02 (1 −
𝜔2
𝜔02)
−2
Включването на LC-веригата на АКРМ се осъществява посредством ключ
(тиристорен или транзисторен). Средната стойност на тока и работното
напрежение на елементите на АТР при изключен КРМ се определя от:
(6.16) 𝐼𝐴𝑉 =√2
𝜋𝐼𝐶 𝑈𝑅𝑀 = √2(𝑈2пх + 𝑈𝐶𝑚𝑎𝑥) = √2. 𝑈2пх (1 +
1
1−𝜔2
𝜔02
)
Показаните изрази са изведени за режим на празен ход и позволяват да се
извърши предварителен избор на параметрите на елементите, които след това се
уточняват с математически модел и се коригират от изпитателни
резултати.[46][47][48]
Изборът на основните параметри на АКРМ се прави в следния ред:
от номенклатурата на кондензаторите се избира тип и брой
кондензатори;
104
при избраната f0 се определят индуктивността на реактора;
по средна стойност на тока се избират тиристорите, избягва се
паралелното свързване и се определя работното напрежение URWM.
За пример се разглежда избор на параметри на АКРМ за локомотив серия
46.200. Напрежението на двете тягови намотки се регулира плавно и
последователно към ТД. Напрежението на празен ход на всяка ТН е 943 V. Във
втора зона напрежението е 1886 V.
Избираме кондензатор тип KLS с Uн=2000 V и С=340 μF. С цел да се
създаде плавно управление на реактивната мощност в необходимия диапазон се
свързват паралелно 8 кондензатора, като регулирането се осъществява
посредством антипаралелен тиристорен регулатор.
Включването на АКРМ се прави към изводи на тяговата намотка с
напрежения: на първа степен 943 V, на втора степен – 1886 V. Следва, че най-
високо напрежение се получава при UC=1,16.1886=2187 V, то надвишава
номиналното с 9,2%. От техническата спецификация на кондензатора се вижда, че
това е допустимо.
Приемаме пет кондензатора в една батерия, следва че СКРМ=5.340=1700 μF,
тогава Lр е:
(6.17) 𝐿𝑝 =1
𝜔02𝐶КРМ
=1
(2𝜋135)2.1700.10−6= 0,82 𝑚𝐻
Ефективната стойност на тока:
(6.18) 𝐼СКРМ = 2𝜋. 50.1700.10−6. 943 (1 −1
2,72)
−1
= 583 А
Реактивната мощност на кондензатора:
(6.19) 𝑄СКРМ = 2𝜋. 50.1700.10−6. 9432 (1 −1
2,72)
−2
= 640 𝑘𝑉А𝑟
Ефективната стойност на напрежението на реактора АКРМ:
(6.20) 𝑈𝐿 = 9431
2,72(1 −
1
2,72 )−1
= 150 𝑉
Реактивната мощност на реактора:
(6.21) 𝑄𝐿 = 2𝜋. 50.1700.10−6. 9432 (1
2,72) (1 −
1
2,72)
−2
= 87,41 𝑘𝑉А𝑟
Реактивната мощност на модула на КРМ е:
105
(6.22) 𝑄КРМ = 𝑄СКРМ − 𝑄𝐿 = 640 − 87,41 = 552,6 𝑘𝑉𝐴𝑟
Средната стойност на работния ток на тиристора е:
(6.23) 𝐼𝐴𝑉 =√2
𝜋583 = 262,4 𝐴
Работното напрежение на тиристорния ключ е:
(6.24) 𝑈𝑅𝑀 == √2. 943 [1 + (1 −1
2,72)
−1
] = 2879 𝑉
По аналогичен начин са изчислени електрическите натоварвания на
елементите на КРМ при напрежение на втора зона приблизително 1886 V. Ако
АКРМ работи с изчисления капацитет при напрежението на първа зона
изчислената Qскрм е по-голяма от 2400 kVar. При включване на втора зона е
необходимо да се намали капацитета на кондензаторите. При това напрежение за
постигане на изчислената Q необходимия капацитет е приблизително 440 μF. По-
нататък ориентировъчните изчисления са с него.
(6.25) 𝐿 =1
𝜔02𝐶КРМ
=1
(2𝜋135)2.440.10−6= 3,16 𝑚𝐻
Ефективната стойност на тока:
(6.26) 𝐼СКРМ = 2𝜋. 50.440.10−6. 1886 (1 −1
2,72)
−1
= 301,9 А
Реактивната мощност на кондензатора (7.16):
(6.27) 𝑄СКРМ = 2𝜋. 50.440.10−6. 18862 (1 −1
2,72)
−2
= 650 𝑘𝑉А𝑟
Ефективната стойност на напрежението на реактора КРМ (7.17):
(6.28) 𝑈𝐿 = 18861
2,72(1 −
1
2,72 )−1
= 299 𝑉
Реактивната мощност на реактора (7.18):
(6.29) 𝑄𝐿 = 2𝜋. 50.440.10−6. 18862 (1
2,72) (1 −
1
2,72)
−2
= 90,5 𝑘𝑉А𝑟
Реактивната мощност на модула на КРМ е:
(6.30) 𝑄КРМ = 𝑄СКРМ − 𝑄𝐿 = 650 − 90,5 = 559,5 𝑘𝑉𝐴𝑟
Средната стойност на работния ток на тиристора е:
(6.31) 𝐼𝐴𝑉 =√2
𝜋301,9 = 136 𝐴
а работното напрежение на тиристорния ключ е:
106
(6.32) 𝑈𝑅𝑀 == √2. 1886 [1 + (1 −1
2,72)
−1
] = 5100 𝑉
Получените резултати от изчисленията за двата режима на работа на АКРМ
са показани в таблица 6.1.
Резултатите от получените изчисления показват, че при преминаване във
втора зона трябва да бъде осигурена схемна възможност част от кондензаторите
да се изключат и прегрупират. Както е показано на схемата на Фиг.6.1, а при втора
зона на регулиране изключват комутиращите елементи К3 и К5, а включва К4. С
това се постигат необходимите параметри на комутиращите реактивни елементи.
Управлението на този процес би могъл да се осъществява по-много по
опростена схема, като се използват съвременни IGBT, които разбира се имат
малко по-висока цена и приложението им е въпрос на икономически изчисления.
Таблица 6.1
Елемент Параметър Стойност
Първа степен Втора степен
Кондензатори
Напрежение, V
Ток, A
Реактивна мощност, kVar
950
583
640
2000
302
650
Реактор
L1=0,82mH
L2=3,16mH
Напрежение, V
Ток, A
Реактивна мощност, kVar
150
583
87,4
299
302
90,5
Тиристорен ключ Напрежение, V
Среден ток, A
2879
262,4
5100
136
Резултатите от направените математически изчисления са предварителни и
трябва да се уточнят с отчитане на реалните процеси в силовата верига на ЕТС в
различни режими на работа. В реални условия формата на кривите на тока и
напрежението съществено се различават от синусоидалната поради нелинейния
характер на товара, разпределението на индуктивността и капацитета на КМ,
променящите се условия на захранване на ЕТС и др.
107
6.3. Характеристики на ЕТС за променлив ток с АКРМ
Изследвано е аналитично влиянието на АКРМ върху енергетичните
параметри на ЕТС при конкретни условия на работа. Получените резултати P(Ud),
Q(Ud), S(Ud) и KM(Ud) за режим на тяга, без и с компенсатор, са показани на
Фиг.6.2 и Фиг.6.3 за константна стойност на тяговия ток Id=1180 A. [46][47][48]
Към ПРУ на 46.200 е включен един АКРМ съгласно схемата на Фиг.6.1.
Съгласно данните от табл. 6.1 ако капацитивната реактивна мощност на модула е
от порядъка на 650 kVAr се получава Км над 0,9 в целия регулируем диапазон.
0
500
1000
1500
2000
2500
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600
Ud,V
P,S
,QL
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
Km
P, kW S, kVA QL, kVar PF
Фиг.6.2. Изменение на мощностите и Км на 46-200 без АКРМ
-500
0
500
1000
1500
2000
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600
-0,2
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
P, kW Qrez S1,kVA PF1
Фиг.6.3. Изменение на мощностите и Км на 46-200 с АКРМ
108
Необходимо е превключването на отделните кондензаторни групи да се
реализира по зададен алгоритъм в зависимост от големината на напрежението и
текущата стойност на индуктивната реактивна мощност. Тъй като реактивната
мощност, консумирана от ЕТС за показаните токове в голям диапазон на
регулиране е по-голям от максималната мощност на компенсатора, то той е
постоянно включен на втора степен на регулиране, т.е. към напрежение 1880 V.
При това некомпенсираната мощност е само при работа във II зона на регулиране,
докато в I зона е близка до 0.
При наличие на АКРМ средната стойност на КМ в целият диапазон на
регулиране е приблизително 0,98, което показва предимствата на предложението.
Ефективността на АКРМ може значително да се повиши ако се създаде
схемна възможност за оптимално управление на реактивните мощности на
компенсатора в зависимост от текущите изисквания. Това предполага
усложняване на схемата с комутационна и управляваща апаратура, която да
осигури възможността за индивидуално включване и управление (и
прегрупиране) на отделните кондензаторни елементи в първа и втора зона.
Очевидна е необходимостта от увеличаване на реактивната мощност във втора
зона и това трябва да стане без увеличаване (по критерии за минимизиране) на
броя на кондензаторите.
На Фиг.6.4 са показани зависимостите P, Q, S, KM=f(Ud) при изменение на
Ud от 100 до 1600 V. Големината на QКРМ се избира при спазване на алгоритъм за
минимизиране на QЕТС. За тази цел е необходимо да се определят текущите
стойности на реактивната мощност за всички режими на ЕТС. В зависимост от
текущата стойност на Q, АКРМ се групира и включва към различни намотки на
ТТ (или напрежението се регулира). При Q>0 към намотка с по-голямо
напрежение и при Q<0 респективно. Вижда се, че чрез подходящ алгоритъм могат
да се постигнат много високи стойности на Км (0,99), ако не се отчита коефициента
на деформация на тока, чието влияние е много по-слабо.
109
На Фиг.6.5 се вижда, че в диапазона на изменение на напрежението от 100 V
до 600 V се случват няколко превключвания на АКРМ. Резултантната реактивна
мощност на ЕТС в първа и втора зона на регулиране в приблизително равна на 0,
което съответства на КМ=0,985÷0,998.
-50
0
50
100
150
200
250
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800
Ud, V
Qre
z,
kV
ar
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
Qc
, k
Va
rQrez Qc,kVar
Фиг.6.5. Изменение на капацтивните мощности при автоматично
управление
-500
0
500
1000
1500
2000
0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600
-0,2
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
P, kW Qrez S1,kVA PF1
Фиг.6.4. Изменение на мощностите и КМ при оптимално управление на
АКРМ
110
Основни изводи и препоръки
За оценка на влиянието на АКРМ върху показателите за качество на
електроенергия, потребявана от ЕТС за променлив ток, е направено моделиране
на електромагнитните процеси за установен режим при постоянна мощност на
вала на ТД. Изследван е хармоничния състав на кривите на тока на ЕТС с АКРМ
и без АКРМ.
Анализът на резултатите показва, че освен намаляване на основния
хармоник на тока повече от 11% се намалява и ефективната стойност на тока на
ЕТС почти 17%, което е еквивалентно приблизително на 25 % намаляване на
загубите на мощност в КМ.
При ЕТС с АКРМ се получава известно увеличаване на напрежението на
токоприемника, а също така намаляване ъглите на комутация, което води до
увеличаване на КМ. Формата на кривите на Id практически не се променя. Всички
резултати показват, че АКРМ подобрява качеството на консумираната енергия.
Освен това консумирания ток от ЕТС по форма е близък до синусоидалния. Това
води до намаляване на висшите хармоници с малки номера (трети, пети и седми).
111
Заключение
Изследванията и разработките, включени в монографията, са посветени на
търсенето на възможности за постигане на високи енергетични параметри при
ЕТС за променлив ток с колекторни тягови двигатели, характеризиращи се с
ниски стойности на коефициента на мощност. Обект на задълбочено изследване
са модернизираните локомотиви, експлоатирани в ЖП транспорт у нас, при които
този проблем е особено актуален. Основната цел е постигане на високи
енергетични параметри във всички режими на работа и в целия диапазон на
изменение на напрежението, с помощта на реализиране на активно компенсиране
на реактивната мощност.
Съгласно резултатите от получените теоретични и експериментални
изследвания може да се формулират следните основни изводи:
Експлоатираните в БДЖ ЕТС за променлив ток с колекторни ТД имат
ниски стойности на КМ , който в режим на тяга при номинален ток не превишава
0,84-0,85, а в режим на електрическо спиране стига до 0,55-0,7. Практически всеки
kWh активна енергия, консумирана от тези серии локомотиви и ЕМВ,
експлоатирани в ЖП транспорт (изключение са ЕМВ Siemens 30 и 31 серии,
представляващи незначителен % от експлоатирания парк) се осъществява при
консумация на един kVArh реактивна енергия.
Увеличената консумация на реактивна мощност допълнително
натоварва ТМ и електрообзавеждането на ЕТС с реактивни токове. Те увеличават
1,5-2,5 пъти загубите на мощност в КМ, понижават напрежението на
токоприемника, отнесено към големината на пада на напрежение в ТЕС около 2,5-
3 пъти и увеличават с 1,5-2% разхода на електроенергия в тягов режим.
За увеличаване на КМ на ЕТС се предлагат схемни варианти за
вграждане на АКРМ в самото ЕТС. Регулирането на големината на реактивната
мощност може да се осъществява степенно или плавно в зависимост от избрания
вариант. АКРМ се включва към вторичната намотка на ТТЛ, като при зоново
регулиране може да се управлява режимът му на работа, в зависимост от режима
112
на работа и изискванията на ЕТС, както и големината на напрежението на
токоприемника.
За проведените теоретични изследвания на процесите в системата „ТЕС
– ЕТС” е разработен математически модел, отчитащ физическите процеси в КМ,
ТТЛ, ПРУ, АКРМ, ИР и ТД. Разработен е схемен вариант на АКРМ, който е
оразмерен електрически, както и е съставен алгоритъм на управление на АКРМ.
Изследванията на математическия модел „ТЕС – ЕТС” са направени за
всички експлоатационни режими на работа на ЕТС. Основните резултати са
апробирани с тези получени от експериментални изследвания в реална работна
среда на състави намиращи се в експлоатация в ЖП транспорт у нас. Разсейването
на резултатите, получени от математическото моделиране и експерименталните
данни е по-малко от 8%.
Резултатите от изчисленията и изпитанията показват, че за увеличаване
на КМ при изследваните магистрални локомотиви над 0,9 във всички работни
диапазони, реактивната мощност на капацитивния компенсатор трябва да е не по-
малка от 600-800 kVAr за едно ПРУ.
Модернизацията на споменатите ЕТС за променлив ток чрез въвеждане
на АКРМ дава възможност за:
намаляване с 40-50% консумацията на реактивна мощност в КМ;
да се намали с 15% токовото натоварване на ЕО на ТЕС и намалят с 30%
загубите в КМ;
намалява се пада на напрежение в ТЕС и с 5-7% се увеличава
напрежението на ТД и пропорционално се повишава производителността на ЕТС;
съкращава се с 0,8-1% разхода на електроенергия за тяга на ЕТС.
Високи стойности на Км и удовлетворяване на евроизискванията по
отношение на качеството на потребяваната от ЕТС електрическа енергия може да
се постигнат посредством използването на съвременните IGBT технологии на
базата на ЧП.
113
Литература
[1] Българанов Л. Електрически транспорт” , ТУ София, 2009.
[2] Банков Г., И. Миленов, Възможности за подобряване на енергийната
ефективност на автобусния транспорт, ХХІІ Международна научна конференция
„Транспорт 2015“, Боровец, 08-10 октомври 2015 г.
[3] Ганов М. М. Електрообзавеждане на електрически транспортни
средства, Техника, София, 1989г.
[4] Димитров В., Изследване на асинхронни задвижвания с честотно
управление, Авангард-Прима, София, 2014
[5] Димитров Г., Г. Павлов, Специализиран модулeн измервателен стенд за
изследване на електроенергийното потребление и енергийната ефективност в
транспорта, XX Международна научна конференция „Транспорт 2011", София,
сп. „Механика, Транспорт, Комуникации", бр. 3/ 2011.
[6] Димитров В., Хармоничен анализ на мрежовия ток при асинхронни
задвижвания с честотно управление, Научно списание “Механика, Транспорт,
Комуникации”, том 12, брой 1, 2014, стр. X-7 – X-12
[7] Димитров В., Г. Неджиб, Инсталиране на трифазен реактор с цел
компенсиране на капацитивна енергия, научно списание „Механика, Транспорт,
Комуникации“, том 16, брой 3/2, стр. Х-36 – Х-41, 2018
[8] Димитрова Е., Г. Чернева, Моделиране на процеса на управление на
технически системи, Международна научна конференция "ТРАНСПОРТ – 2013",
Научно списание “Механика, Транспорт, Комуникации”, ISSN 1312-3823, том 11,
бр. 3, 2013, статия 877, стр. DS-41 – DS-46
[9] Димитровa E., Управление и контрол на пространствено разсредоточени
обекти в транспорта и енергетиката, Годишник на ВТУ „Тодор Каблешков”, бр. 7,
София, 2016
[10] Иванов Е., Е. Димитрова, Пресичания между контактната мрежа и
съседните линии и електромагнитна съвместимост, VI-та научна конференция „ЕФ
2014“, Годишник на ТУ – София, т. 64, кн. 4/2014, стр.73-76
114
[11] Иванов Е., Е. Димитрова, П. Атанасов, Автоматизиран метод за оценка
влиянието на контактната мрежа върху съседните линии, VI-та научна
конференция „ЕФ 2014“, Годишник на ТУ – София, т. 64, кн. 4, 2014, стр.63-72
[12] Киров Р, Вл. Чиков, В. Гюров, С. Стефанов, Н. Македонски. Изследване
на възможностите за управление на показателите за качество на електрическата
енергия при динамично изменящи се режими на работа на несиметрични
потребители. Проект ФНИ-ТУ-Варна, 2009, Годишник на ТУ-Варна, том II, стр.
9-10, ISSN 1311-896Х
[13] Матов П., А. Вецков, Коефициент на полезно действие на тяговата мрежа
за променлив ток в еднопътен участък, XVIII Международна научна конференция
„Транспорт 2008", София, сп. „Механика, Транспорт, Комуникации", бр. 3/ 2008.
[14] Матов П. Тягова електрическа енергия в БДЖ. Сп. „Железопътен
транспорт” 4/2002.
[15] Матов П., Р. Кахърков. Разпределен капацитет на контактни мрежи за
променлив ток. XVII международна научна конференция „Транспорт 2007”.
Научно списание „Механика, транспорт, комуникации”, бр.3, 2007г., статия 0167.
[16] Миленов И., Г. Банков, Новите електробуси на България и тяхното
бъдеще, Втора научна конференция с международно участие „Комуникации,
електроенергетика и информатика в транспорта - КЕИТ 2014“, Римска баня, 20-
21.06.2014 г.
[17] Миленов И., Г. Банков, Подобряване на екологичните характеристики и
намаляване на енергийните разходи на автобусния транспорт чрез използване на
електрически тягови двигатели, ХХІІІ международен симпозиум Управление на
енергийни, индустриални и екологични системи, 14-15 май 2015 г., Банкя
[18] Миленов И., И. Асенова, Т. Тодоров, Енергийни ресурси и
енергопотребление в транспорта, art. ID: 854, ХХІ Международна научна
конференция „Транспорт” 2013, гр. Варна, 10-13 октомври 2013 г.,
[19] Минчев М. Преобразувателна техника. Авангард Прима, София 2006
[20] Неджиб Г., В. Димитров, Изпитване и монтаж на компенсатор на
капацитивна енергия, Научно списание “Механика, Транспорт, Комуникации”,
том 14, брой 3/2, стр. Х-32 – Х-37, 2016
115
[21] Павлов Г., Повишаване на енергетичните параметри на електрическите
транспортни средства чрез използване на входни импулсни токоизправители,
Семинар „Електроенергетика и електрообзавеждане на транспорта”, Сборник
доклади, стр. 23-28, Национално дружество на електроинженерите в транспорта в
Република България, 2002.
[22] Павлов Г.П. Използване на преобразуватели с изкуствена комутация в
електрически подвижен състав с неавтономно захранване. София, Дисертационен
труд, ВТУ “Т. Каблешков”, 2001.
[23] Павлов Г. Предложение за модернизация на схемата на силовото
електрообзавеждане на електрически мотрисен влак 32.00.
[24] Павлов Г. Изследване на енергетични показатели и проектиране на
активен компенсатор за електрически транспортни средства за променлив ток, IV
Научна конференция „ЕФ 2012”, Созопол, 28.09 - 01.10.2012 г.
[25] Павлов Г. Математическо моделиране на системата „тягова мрежа –
електрическо транспортно средство (EТС)”. IV Научна конференция „ЕФ 2012”,
Созопол, 28.09 - 01.10.2012 г.
[26] Павлов Г., Р. Васева, Р. Кацов, М. Томчева, Проектиране на активен
компенсатор на реактивна мощност за тиристорни ЕТС за променлив ток,
Годишник на ТУ-София, т.63, кн. 5, ISSN 1311-0829, стр. 205-214, 2013
[27] Пенев Н., П. Иванов, Г. Павлов. Изследване на енергийните показатели
на електрически мотрисен влак серия 32.00. София, IX научна конференция с
международно участие, 1996, с. 392-397.
[28] Пенев, Н., Пл. Иванов, Г. Павлов - "Експериментално определяне в
реални пътни условия на специфичния разход на електроенергия на електрически
мотрисен влак (ЕМВ) серия 32.00, пад на напрежение и загуби в контактната
мрежа" - X Научна конференция "ТЕМРТ '97".
[29] Попов Р. Й. Електроенергийна ефективност на електрическата тяга –
стратегически проблеми на БДЖ., Списание “Железопътен транспорт”, бр.11-12,
София, 2002, с.11-15.
[30] Попов Р. Й. Една концепция за тиристорен преобразовател за тягово
електрозадвижване. Годишник ИЕЖТ, 1992.
116
[31] Рац Е., Векторно управление на електрически машини, Авангард прима,
София, 2010
[32] Секулов Л. Проектиране и изследване на микропроцесорни системи с
приложение в електрическия градски транспорт, Международен научен форум
КЕИТ 2018 г. -Банско, 2018г.
[33] Секулов Л. Изследване режимите на работа на тролейбус маn с
модернизиран блок за управление., Научна конференция с международно участие
„ Устойчиво развитие на транспортните системи“, сп. „Механика, Транспорт,
Комуникации”, 18 – 20.06.2018 г., 2018г.
[34] Спиридонова Хр., Чернева Г.. Приложение на теорията на
инвариантността при изследване на чувствителност на честотно селективни
вериги. VІІМеждународна научна конференция „Техника, технологии и системи”,
ТУ София-филиал Пловдив. Сб. доклади, стр.ІІ313-ІІ316. ISSN Online: 2535-0048,
[35] Спиридонова Хр., Чернева Г., Съгласуващ филтър при предаване на
информация по електрозахранващата мрежа, 2018. Научна конференция КЕИТ
2018, Списание ”Механика, транспорт, комуникации”, ISSN 1312-3823, том
16,бр.3/2, стр ХI-21- ХI-27,
[36] Стоянов С. (под общата редакция). Справочник по енергетика. 11 тома,
АВС Техника, София, 1997-2002 г.
[37] Стоянов С. Сборник за производство и разпределение на електрическа
енергия – енергийна ефективност. София, 2007, 2016 г.
[38] Стоянов С., Ц. Цанев. Електрообзавеждане на производствени агрегати.
Техника, София, 1990 г.
[39] Томов Т, Д. Маринов, В. Ценов. Енергийна ефективност на
железопътните превози с електрическа тяга”. София, 2010г.
[40] Томчева М. Анализ на тяговите и спирачни режими на тролейбус
SKODA SOLARIS. Научна конференция с международно участие „Устойчиво
развитие на транспортните системи“, 18 – 20.06.2018 г.
[41] Томчева М. Изследване и анализ на параметрите на видовете
токоизправителни схеми, експлоатирани в токоизправителни станции., Четвърта
научна конференция с международно участие „Комуникации,
117
електрообзавеждане и информатика в транспорта – КЕИТ 2018”, 28.09. -
30.09.2018 г., гр. Банско, 2018 г.
[42] Чернева Г. Фрактални модели за апроксимация на случайни процеси.
Годишник на ТУ- София, ISSN 1311-0829, том 67, кн.2, 2017г., стр. 171-176.
[43] Чернева Г., Е. Димитрова, Изследване на магнитното поле на тягов ток,
Международна научна конференция ”ТРАНСПОРТ – 2011”, научно списание
„Механика, Транспорт, Комуникации“, бр. 3/2011, стр. VII-1 – VII-3
[44] Баранов Л., Модели систем автоматического управления, Московский
государственньiй университет путей сообщения (МИИТ), 2008
[45] Донской Д.А.. Регулируемый компенсатор реактивной мощности для
электровозов еднофазного тока. Научно-технической конференции "Наука-
Транспорту-2006", Москва.
[46] Донской Д.А., Литовченко В.В. Регулируемый компенсатор реактивной
мощности для электровозов переменного тока.Тезисы докладов IV
международной научно-технической конференции "Состояние и перспективы
развития электроподвижного состава". Новочеркасск, 2000,стр. 63-64.
[47] Донской Д.А. Регулируемый компенсатор реактивной мощности для
электровозов однофазно-постоянного тока. Диссертация, Москва, 2007.
[48] Донской Д.А. Повышение энергетических показателей электровозов
переменного тока. Тезисы докладов научно-технической конференции "Наука-
транспорту-2006", М.:МИИТ, 2006.
[49] Донской Д.А. Повышение эффективности электрической тяги на
переменном токе. Списание «Электроника и электрооборудование транспорта»,
5, 2006г.
[50] Донской Д.А. Выбор параметров компенсатора реактивной мощности.
Тезисы докладов научно-технической конференции "Наука-Транспорту-
2005.МИИТ,
[51] Здрок А. Г. (6642 - ЦИНТИ) Выпрамительные устройства
электропитания и управления. Энергия, 1975.
[52] Федотов Ю.Б.. Математическое моделирование преобразователей: Учеб.
пособие, Саранск: Изд-во Мордов ун-та, 1998.- 92с.
118
[53] Фролов С.А., Донской Д.А., Евграфов А.Г., Литовченко В.В.
Математическое моделирование электромагнитных процессов в силовых цепях
электровозов переменного тока. Тезисы докладов научно-технической
конференции "Наука-Транспорту-2005"М.:МИИТ,2005.
[54] Cherneva. Application оf the Theory оf Invariance for Noise-Resistance
Estimation of Transportation Information Systems. Journal “Trans&Motauto world”
ISSN Print 2367-8399, ISSN Web 2534-8493, Issue 2/2018, pp.70-72,
[55] Cherneva G., Dimitrova E., Research of the dynamics of transport systems at
impact of stochastic disturbances, IХ International Conference “BulTrans-2017”,
Proceedings, pp. 107-111, 2017
[56] Cherneva G., Dimkinа Е. Quality Criteria for Optimal Functioning of the
Circuits. Journal «Fundamental Sciences and Applications», ISSN 1310-8271. Vol.19,
Book1, 2013, pp. 81-84
[57] Dimitrov V., E. Dimitrova, Research of PWM pulse frequency influence on
the asynchronous drives characteristics – laboratory simulator, Научно списание
Електротехника и електроника „Е+Е“, Vol. 48, No 9-10/2013, pp. 37 – 44
[58] Dimitrov V., Dimkina E., Dimitrova E., Research of Frequency Controlled
Asynchronous Drives Applicability in Electric Vehicles-Laboratory Simulator, 5th
International Conference EpsMsO, Athens, Proceedings, Vol. II, 2013, pp. 489 – 495
[59] Dimitrov V., Approach for choice of the asynchronous drive control mode to
achieve optimal performance, IEEExplore, DOI: 10.1109/BULEF.2018.8646926, 2018
[60] Dimitrova E., Models of Objects of Control in the System for Monitoring and
Dispatching on Metropolitan-Sofia, XLIX International Conference ICEST 2014,
Serbia, Niš, Proceedings of Papers, Vol. 2, pp. 288-291
[61] Hilpert, G., Th. Züllig - "Integrated Power Module in IGBT Technology for
Modular Power Traction Converters (Интегрирани мощностни модули с IGBT за
модулни мощностни преобразуватели)" - ADtranz - ABB Daimler-Benz
Transportation (Switzerland) Ltd.
[62] "IPM - based IGBT Traction Chopper (Тягови импулсни регулатори с
IGBT, основани на интегрирани мощностни модули)" - ADtranz - ABB Daimler-
Benz Transportation (Switzerland) Ltd.
119
[63] Meyer, M., Uber das Netzverhalten von Umrichterlokomotiven. ADtranz-
ABB Schweizer Eisenbahn Revue 8-9/1990.
[64] Milenov, I., Ch. Djambazki, K. Oreshkov, D. Ivanov, Electric vehicle and new
energy efficient technologies, The 4th European & International conference, September
20-21, Bucharest, Romania 2010
[65] Modylarer Hilfsbetriebeumrichter Typ 13SG29, Drehstrom-
Hilfsbetriebespeisung. - ADtranz-ABB Daimler-Benz Transportation Ltd, 1996.
[66] Nenov I., M. Georgieva, E. Dimitrova, Low-Frequency Electronic
Transformers with High Stability Parameters, 26th International Seminar ISSE 2003,
High Tatras, Slovakia, Conference proceedings, pp. 184-188
[67] Shmilovitz D., On the definition of total harmonic distortion and its effect on
measurement interpretation, IEEE Transactions on power delivery, Vol. 20, No 1, 2005,
рр.526-528
[68] W. Mack Grady, R. J. Gilleskie, Harmonics and How They Relate to Power
Factor, Proc. Of the EPRI Power Quality Issues & Opportunities Conference (PQA ’93),
San Diego, CA, November 1993.
