[ «ПОВЫШЕНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ ЗОННЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ ДЛЯ ЭЛЕКТРОВОЗОВ НА ПЕРЕМЕННОМ ТОКЕ ...»
ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ
УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ
НОВОСИБИРСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ
На правах рукописи
ДЖАБОРОВ МЕХРУБОН МАХМАДКУЛОВИЧ
ПОВЫШЕНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ
ЗОННЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ ДЛЯ ЭЛЕКТРОВОЗОВ
НА ПЕРЕМЕННОМ ТОКЕ
Специальность: 05.09.03 – Электротехнические комплексы и системы Диссертация на соискание ученой степени Кандидат технических наук
Научный руководитель:
доктор технических наук, профессор Н. И. Щуров Новосибирск – Стр.
ОГЛАВЛЕНИЕ
ВВЕДЕНИЕ………………………………………………………………………..ГЛАВА 1. АНАЛИЗ СПОСОБОВ И СРЕДСТВ УПРАВЛЕНИЯ ТЭД ДЛЯ
ЭЛЕКТРОВОЗОВ НА ПЕРЕМЕННОМ ТОКЕ …………1.1. Схемотехнические построения систем управления с амплитудным регулированием ………..………………..…………...……………….. 1.2. Схемотехнические построения систем управления с фазовым регулированием.………………………...………………….………….. 1.3. Систематизация средств и способов управления ТЭД электровозов переменного тока ………..………..……………………………… Выводы по первой главе…..…………………………………….......... ГЛАВА 2. АНАЛИЗ РЕЖИМОВ РАБОТЫ ЧЕТЫРЕХЗОННОГО ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ.………………….…….……..……………………………............ 2.1. Однофазная нулевая и мостовая схема выпрямителя ……….……... 2.2. Энергетические соотношения однофазных нулевых и мостовых схем выпрямители...………..……………………………………....… 2.3. Исследование режимов работы зонно-фазовых выпрямителей мостового типа………….……......……………………………………... 2.4 Совершенствование схемных решений и алгоритмов работы зонно-фазовых выпрямителей………….……………………………….. Выводы по второй главе………….…………………………...............
ГЛАВА 3. ЧЕТЫРЕХЗОННЫЕ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛИ С ЛЕСТНИЧНОЙ
СТРУКТУРОЙ ……...………3.1. Описание усовершенствованного варианта четырехзонного преобразователя с лестничной структурой…………
3.2. Анализ режимов работы усовершенствованного четырехзонного преобразователя с лестничной структурой ……………………......... 3.3. Особенности создания контуров коммутации в схеме усовершенствованного преобразователя с лестничной структурой …………. 3.4 Анализ преобразователя с учетом коммутационных токов в переходных режимах………………………………………………………. 3.5. Внешние характеристики и энергетические показатели …….…….. Выводы по третий главе……………....……….…..…………..……... ГЛАВА 4. РАЗРАБОТКА ИММИТАЦИОННОЙ МОДЕЛИ ЧЕТЫРЕХЗОННОГО ПЕРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ В ПРОГРАММЕ MATLAB/Simulink ………. 4.1. Пакет визуального программирования matlab/simulink …................ 4.2. Имитационные модели выпрямителей с учетом реальных параметров электровоза …..…..……………………………………...……. 4.3. Модельное исследование коммутационных процессов и энергетических характеристик мостового и лестничного четырехзонного преобразователя в среде matlab/simulink...……………………….... 4.3.1 Результаты имитационного моделирования четырехзонного преобразователя с мостовой структурой…………………..……. 4.3.2 Результаты имитационного моделирования четырехзонного преобразователя с лестничной структурой……………………... 4.4. Энергетические характеристики зонно-фазовых преобразователей. Выводы по четвертой главе……..………………….…………..……..
ГЛАВА 5. ПОСТРОЕНИЕ ФИЗИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ТЯГОВОГО ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬНОГО АГРЕГАТА ЛЕСТНИЧНОГО ТИПА…………………..
5.1 Описание физической модели………………………………….…….. 5.2 Программа экспериментов……………………...………………….… 5.3 Результаты экспериментов…………………...…………………….… Выводы по четвертой главе………………………………………..… ЗАКЛЮЧЕНИЕ………………………….……………………………..…………. БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК…………….………………………..……. ПРИЛОЖЕНИЕ А……………………………………………………………..…..ВВЕДЕНИЕ
Актуальность темы диссертационного исследования. Доля потребления электроэнергии железной дорогой России достаточно велика, она ежегодно составляет около 5…7 % от общей выработки. Распоряжением президента ОАО «Российские железные дороги» 11 февраля 2008 г была утверждена Энергетическая стратегия железнодорожного транспорта на перспективу до 2030 года. Одним из основных вопросов стратегии является повышение эффективности перевозочного процесса, достижение энергетической эффективности железнодорожного транспорта в целом, в том числе и на тягу поездов.Около 25 тыс. км железных дорог в России электрифицировано по системе однофазного переменного тока промышленной частоты и электрификация на переменном токе продолжается. Более 20 % электровозов на переменном токе оборудованы преобразователями с однофазным зонно-фазовым регулированием (ОЗФР) для обеспечения плавности регулирования скорости тяговыми двигателями. Преобразователи ОЗФР нашли широкое применение на электровозах переменного тока серий ВЛ80р, ВЛ85, ВЛ65, ЭП1 и др.
Основным недостатком электровозов с ОЗФР на сегодняшний день является сравнительно низкие значения энергетических показателей, особенно коэффициента мощности, среднее значение которого не превышает 0,8.
Изучению проблемы повышения энергетических показателей и путей ее решения посвящены работы ученых и исследователей, среди которых значительный вклад внесен Тихменевым Б.Н., Лисицыным А.Л., Плаксом А.В., Покровским С.В., Ермоленко Д.В., Яновым В.П., Бадером М.П., Тулуповым В.Д., Литовченко В.В, Барановым Л. А., Бурковым А. Т., Мамошиным Р.Р., Техманом Н.Б., Зиновьевым Г.С., Щуровым Н.И., Евдокимовым С.А. и др.
Одним из наиболее эффективных путей повышения энергетической эффективности грузовых электровозов на переменном токе является совершенствование ОЗФР, которое не сопряжено с дополнительным расходом материалов и не требует существенной переделки используемого трансформаторного оборудования.
Целью работы является повышение энергетических показателей ОЗФР в системе управления тяговыми электродвигателями (ТЭД) электровозов на переменном токе.
Задачи исследования:
1. Исследование и систематизация существующих схемных решений ОЗФР для управления ТЭД электровозов на переменном токе.
2. Определение способов повышения энергетических показателей ОЗФР с учетом особенностей коммутационных процессов.
3. Построение схемного решения и оценка эффективности усовершенствованного ОЗФР с применением методов структурного синтеза.
4. Проведение модельных и экспериментальных исследований ОЗФР для проверки достоверности теоретических положений и определения их энергетической эффективности.
Научная новизна работы заключается в следующем:
1. Предложен усовершенствованный вариант ОЗФР с лестничной структурой, исключающий образование двойных контуров коммутации, что способствует достижению наивысших энергетических показателей преобразователя.
2. Получены расчетные соотношения, определяющие коэффициент фазового сдвига основной гармоники напряжения относительно тока для всех зон регулирования ОЗФР.
Практическая ценность результатов работы:
1. Разработаны и предложены улучшенные схемные решения ОЗФР с лестничной структурой для управления ТЭД электровозов на переменном токе, которые могут быть применены без изменения существующих систем управления и не требующие существенной переделки силовой части полупроводникового преобразователя и трансформаторного оборудования. В случае использования четырехзонного преобразователя с лестничной структурой, оснащенного предлагаемой системой управления, удается повысить значения коэффициента мощности в пределах 3…5 %, по сравнению с существующими ОЗФР.
2. Разработаны имитационные модели ОЗФР различных структур, которые позволяют исследовать режимы работы, оценивать и повышать их тяговоэнергетические показатели, решая задачи энергосбережения.
Методы исследований:
Для решения поставленных задач в диссертационной работе применялись теоретические и экспериментальные методы исследований. В основу теоретических исследований положены методы теории электрических цепей, метод структурного синтеза, метод кусочно-линейного припасовывания и метод непосредственного интегрирования. Экспериментальные исследования проводились на имитационных моделях в среде MATLAB/ Simulink, а так же на физической модели.
Основные положения, выносимые на защиту:
1. Результаты теоретических исследований и сравнение двух ОЗФР, вентильные части которых образуют классическую мостовую и предлагаемую лестничную структуру.
2. Структурный и параметрический синтез ОЗФР с лестничным построением системы автоматического регулирования ТЭД электровоза на переменном токе.
3. Результаты, полученные на имитационной модели ОЗФР различных структур, позволяющие проводить исследования тягово-энергетических показателей электровоза во всех режимах работы.
4. Результаты экспериментальных исследований физических моделей ОЗФР.
Внедрение (использование) научных результатов:
Научные результаты, связанные с разработкой энергосберегающих технологий для грузовых электровозов, работающих на переменном токе, легли в основу создания методики проектирования усовершенствованных преобразователей в системе электроснабжения на переменном токе напряжением 25 кВ, которая предложена для предприятий железнодорожного транспорта.
Выполненные в работе исследования нашли отражение в учебном процессе кафедры “Электротехнические комплексы” НГТУ:
1. В учебном пособии «Электроснабжение транспортных объектов» и «Системы электроснабжения электрического транспорта на постоянном токе», в учебно-методическом пособии «Моделирование систем электрического транспорта для магистрантов по направлению 140400 - Электроэнергетика и электротехника»;
2. При чтении лекций по курсам: “Электроснабжение электрического транспорта”, “Преобразовательная техника на электрическом транспорте” для студентов 3, 4 и 5 курсов;
3. В студенческих научно-исследовательских работах, при выполнении курсовых и дипломных работ.
Материалы данной работы используются аспирантами кафедры “Электротехнические комплексы” при подготовке научно-исследовательских работ.
Достоверность полученных результатов:
Подтверждена сопоставительными вычислительными экспериментами, проводившимися на базе специализированных компьютерных программ в среде MATLAB/Simulink, а также сопоставлением теоретических расчетов с результатами экспериментальных исследований на физической модели ОЗФР электровоза серии ВЛ85.
Апробация работы:
Основные положения диссертации докладывались и обсуждались на: научной конференции молодых ученых «Наука. Технологии. Инновации» 29 – ноября, 2 – декабря 2012 г. НГТУ, (Новосибирск); Х международной конференции «Актуальные проблемы электронного приборостроение» 2–4 октября 2012г. НГТУ, (Новосибирск); XIV международной заочной научно-практической конференции.
– М., Изд. «Международный центр науки и образования», 2013.
По материалам диссертации опубликовано 7 печатных работ, в том числе 2 – в изданиях, рецензируемых ВАК.
Конкретное личное участие автора в получении результатов научных исследований, изложенных в диссертации Автором выполнен обзор и анализ существующих ОЗФР, выявлены основные принципы построения, преимущества и недостатки этих преобразователей.
Автором разработано и предложено новое схемное решение усовершенствованного ОЗФР лестничного типа и новый алгоритм управления тиристорами, который обладает лучшими энергетическими показателями и рекомендован взамен существующему мостовому ОЗФР на электровозах типа ВЛ85.
В общем виде автором получены основные расчетные соотношения, а так же уравнения для расчета напряжений, токов и мощностей на входе и выходе ОЗФР лестничного типа.
Автором обоснована эффективность внедрения в практику усовершенствованного ОЗФР с лестничной структурой для электровозов, работающих на переменном токе. Проведен анализ коммутационных процессов и установлено, что переход к усовершенствованному варианту преобразователя позволяет увеличить коэффициент мощности электровозов на 3 – 5 % и пропорционально этому снизить потребление реактивной энергии.
Автором самостоятельно спроектирован и изготовлен макетный образец ОЗФР для проведения экспериментов, подтвердивших достоверность основных теоретических положений.
Структура и объем работы.
Диссертационная работа состоит из введения, 5 глав, заключения, библиографического списка использованной литературы из 100 наименований.
Работа изложена на 177 страницах машинописного текста, включает 83 рисунка и 14 таблиц.
В первой главе рассмотрены теоретические сведения и принципы работы регуляторов выходного напряжения для управления ТЭД электровозов. В роли регуляторов используются управляемые и неуправляемые выпрямители, для которых показаны особенности изменения выходного напряжения при амплитудном и фазном регулировании, проанализированы достоинства и недостатки каждого способа.
Электровозы, использующие мостовой ОЗФР обладают плавным набором скорости в режиме тяги среди других электровозов, однако они имеют недостаточно оптимальное значение энергетических показателей, особенно коэффициента мощности. В номинальном режиме работы этих электровозов коэффициент мощности () ОЗФР не превышает 0,8. Это объясняется действием вынужденной задержки используемой схеме четырехзонного преобразователя с мостовой вентильной структурой, в которой наличие одновременно двух контуров коммутации (малого и большого), приводит к сдвигу энергетического центра выпрямленного напряжения относительно тока в выходных и входных цепях.
Низкие значения коэффициента мощности свидетельствуют о повышенном потреблении реактивной мощности и искажении формы питающего тока. В этом случае тяговая сеть и электрооборудование электровозов нагружается дополнительным реактивным током, что приводит к увеличенному расходу электроэнергии на тягу поездов.
Одним из эффективных путей решения проблемы и повышения энергетической эффективности грузовых электровозов работающих на переменном токе является совершенствование ОЗФР. Прежде всего, необходимо рассовместить коммутационные контуры (большие и малые контуры), чтобы исключить возникновение двойных углов коммутации, что в целом приведет к повышению коэффициента мощности.
Во второй главе выполнен подробный анализ электромагнитных процессов в четырехзонных ОЗФР с мостовой структурой, которые использованы в опытных электровозах серии ВЛ85 и ВЛ80р, работающих на переменном токе. Особые внимание уделено коммутации токов тиристоров в этих схемах.
В ходе выполненных исследований процессов коммутации токов в четырехзонных ОЗФР с мостовой структурой выявлен основой недостаток и установлено, что общая продолжительностью коммутационного процесса, неоправданно увеличена и составляет порядка 2.
Результаты этих исследований показывают, что дальнейшее повышение коэффициента мощности электровозов на переменном токе должно идти по пути уменьшения величины нерегулируемого минимального угла открытия тиристоров ОЗФР.
Для устранения выявленных недостатки автор предлагает использовать нового четырехзонного ОЗФР с так называемой лестничной структурой. В работе приведено описание такого преобразователя, показан принцип построения схемного решения, составлены алгоритм управления тиристорами для каждой работой зоны в отдельности. Четырехзонный ОЗФР с лестничной структурой обеспечит рассовмещение контуров коммутации из-за особого «лестничного» построения вентильной части, при этом будет уменьшена общая продолжительность угол коммутации и улучшены энергетические показатели.
В третьей главе диссертации приведен подробный анализ режимов работы предложенного ОЗФР с лестничной структурой. Выполнен анализ токов коммутации, когда большие и малые контуры рассовмещены, а также проведен исследование энергетических характеристик предложенного схем преобразователя.
В результате автором аналитическим путем получены необходимые расчетные выражения, определяющие токи, напряжения и мощности на входе и выходе ОЗФР, определены уравнения внешней характеристики и энергетические показатели.
Таким образом, в диссертационной работе автором доказана эффективность применения нового ОЗФР с лестничной структурой. Установлено, что в предложенной схеме коэффициент мощности окажется выше в среднем на 4% по сравнению с обычными мостовыми ОЗФР.
В четвертой главе приведено исследование ОЗФР с помощью имитационной модели. Доказала работоспособность предложенного схемного решения алгоритма управления тиристорами четырехзонного лестничного ОЗФР. Выполнены сравнительные исследования эффективности ОЗФР лестничного типа.
В пятой главе данной работы описана разработка и построение физической модели, основные её элементы и их характеристики. Представлены результаты экспериментов, полученные в ходе испытаний физической модели, которые доказывают эффективность работы предложенного схемного решения ОЗФР лестничного типа и справедливость полученных ранее теоретических соотношений.
Таким образом, в диссертационной работе решается важная и актуальная народно-хозяйственная задача, связанная с повышением энергетических показателей и обеспечением энергосбережения для грузовых электровозов, работающих на переменном токе.
ГЛАВА 1. АНАЛИЗ СПОСОБОВ И СРЕДСТВ УПРАВЛЕНИЯ ТЭД
ДЛЯ ЭЛЕКТРОВОЗОВ НА ПЕРЕМЕННОМ ТОКЕ
Одним из основных энергетических показателей электровозов, электрифицированных на переменном токе и находящихся в режиме тяги, является коэффициент мощности. Он определяет энергетическую эффективность использования электрической энергии переменного тока, поэтому подержание его на высоком уровне всегда являлось актуальной задачей. Однако для грузовых электровозов, работающих на переменном токе, характерны сравнительно низкие значения коэффициента мощности, который в номинальном режиме практически не превышает 0,84. Все это указывает на необходимость изыскивать новые способы и средства повышения энергетических показателей.На электроподвижном составе (ЭПС) переменного тока имеется ряд особенностей в регулировании напряжения, подводимого к ТЭД. В отечественной классификации к ЭПС переменного тока относят все его разновидности, получающие питание от контактной сети переменного тока, независимо от типа используемых на нем тяговых машин [1]. На рисунке 1.1 приведена обобщенная структурная схема регулирования силы тяги ЭПС.
Основным преимуществом системы тяги переменного тока является возможность значительного, теоретически неограниченного, повышения напряжения в контактной сети UК.С., которое при помощи тягового трансформатора (ТТ) (рисунок 1.1), с коэффициентом трансформации kТ снижается до оптимального для тягового электропривода значения UК.С / kТ.
В соответствии со структурной схемой, приведенной на рисунке 1.1, регулирование напряжения питания тяговых машин можно производить несколькими путями.
1. Ступенчатое регулирование с помощью TT (амплитудное регулирование), причем регулирование можно осуществить изменением числа витков первичной или вторичной секций обмоток.
Рисунок 1.1– Структурная схема регулирования силы тяги ЭПС переменного тока: КС – контактная сеть; ТТ – тяговый трансформатор; В – возбудитель;
ОВ(НВ) - обмотка независимого возбуждения; ОВ(ПВ) – обмотка последовательного возбуждения; РН - регулятор напряжения; Я – якорь; СР – сглаживающий реактор; UК.С – напряжение контактной сети; RШ.О – шунтирующий резистор ослабления поля; UК.С / kТ – оптимальное напряжение тягового электропривода 2) Фазовое регулирование напряжения РН. Здесь регулирование напряжения на ТЭД осуществляется с помощью специальных управляемых полупроводниковых элементов. В качестве управляемых полупроводниковых элементов широко применяются тиристоры, транзисторы и т. д. [4].
3) Регулирование осуществляется ослаблением магнитного поля ТЭД [5].
4) Регулирование перегруппировкой ТЭД в силовых цепях с целью (ступенчатого) изменения величины напряжения, подводимого к ТЭД.
5) Комбинирование выше перечисленных способов регулирования скорости на ЭПС [6].
Чаще всего встречается одновременное регулирование с помощью (ТТ) и регулятора напряжения РН или ослабления поля ТЭД.
Таким образом, можно считать, что имеется, по крайней мере, два принципиально разных технических способа регулирования силы тяги ТЭД на ЭПС переменного тока.
В данной главе рассматриваются существующие схемные решения с точки зрения возможности повышения энергетических показателей для ЭПС.
1.1 Схемотехнические построения систем управления с амплитудным Амплитудное регулирование силы тяги ЭПС осуществляется за счет изменения коэффициента трансформации (ТТ), это приводит к изменению напряжения на ТЭД. Для этого вторичная (первичная) обмотка имеет ответвления, которые переключаются электрическими аппаратами, например, контакторами.
При регулировании на стороне низкого напряжения, его изменение от нуля до номинального производится переключением секций вторичной обмотки трансформатора. Преимуществом низковольтного регулирования является простота, недостатком – необходимость коммутации больших токов и ограниченное число секций обмотки трансформатора из-за больших габаритных размеров их выводов [7].
Симметричное регулирование. Регулирование на вторичной стороне трансформатора при мостовой схеме включения неуправляемых вентилей (рисунок 1.2) широко применялось на электровозах и электропоездах переменного тока [8 – 11].
Присоединение вентилей к тому или иному выводу вторичной обмотки позволяет изменять напряжение, подводимое к выпрямительному мосту, а, следовательно, и выпрямленное напряжение.
Регулирование в такой схеме осуществляется переключением контакторов 1…6. При замыкании контакторов 1 и 2 на выпрямитель подается напряжение 1,0UC секции а. Ток нагрузки при этом делится пополам переходным реактором (ПР). Затем отключают контактор 1 и замыкают контактор 3. При этом ПР подключается к секции б. На данной ступени регулирования ПР выполняет роль автотрансформатора и делит напряжение секции б пополам. К мостовой схеме подключается напряжение 1,5UC. Далее, отключается контактор 2 и замыкается контактор 4. В этом случае на выпрямитель подается напряжение 2,0UC. Дальнейшие аналогичные переключения позволяют поднять уровень выпрямленного напряжения до 2,5UС и 3,0UС.
Продолжительная работа ПР в режиме автотрансформатора не допускается, так как через него протекает не только ток нагрузки, но и ток, возникающий в результате замыкания соответствующей секции. Обычно такие ступени используются в качестве пусковых и не включаются более чем на15 мин.
Рисунок 1.2 – Регулирование переключением отводов от обмотки по мостовой схеме Недопустимы также длительные (более 1 сек) переключения контакторов (например, приведенное переключение контакторов 1 и 3), так как ток протекает только по одной половине ПР. При этом сильно возрастает индуктивное сопротивление ПР, что приводит к увеличению в нем падения напряжения, интенсивному нагреву обмоток ПР и снижению напряжения, подаваемого на выпрямитель.
Снижается также и коэффициент мощности.
Несимметричное и встречно-согласное регулирование. На рисунке 1.3 приведена схема, в которой использован вышеописанный способ регулирования выпрямленного напряжения, но в случае применения схемы выпрямления с нулевой точкой. Управление контакторами двух секций выпрямителя можно осуществлять как симметрично (при малом числе отводов от вторичной обмотки), так и несимметрично, если имеется достаточно большое число отводов. В последнем случае переключения контакторов в секциях выпрямителя может осуществляться поочередно. При этом амплитуды смежных пульсаций выпрямленного напряжения чередуются по величине. Это позволяет примерно в два раза увеличить число ступеней изменения напряжения. С целью дальнейшего увеличения числа ступеней в выпрямителях электровозов и электропоездов при нулевой схеме помимо согласного включения секций обмоток применялось и встречное их включение [6, 12].
Рисунок 1.3 – Амплитудное регулирование по схеме с нулевым выводом Схемы с вентильным переходом. Недостатки вышеописанных способов регулирования, связанные с переключением больших токов, устраняются в схемах с так называемым вентильным переходом [13, 14].
В такой схеме, показанной на рисунке 1.4, последовательно с контакторами 1, 2 и 3 и т.д. выводов трансформатора включены вентили VD1, VD2 и VD3 и т.д., которые позволяют при переключении, например, с секции а на секцию б осуществлять замыкание контактора 2 до отключения контактора 1. При одновременности включения контакторов секция б замыкается накоротко, но вентили VD1, VD2 предотвращают возникновение тока короткого замыкания. Контактор в этом случае отключается без разрыва тока нагрузки, так как электрическая цепь замкнута через контактор 2.
При обратных переходах, например, когда сначала замыкается контактор 1, а затем контактор 2, последний разрывает ток, но при более легких условиях, так как дуга горит только в течение одного полупериода. При размыкании контактора 2 в бестоковый полупериод дуги не возникает.
Такое схемное решение обеспечивает улучшение работы контакторов, позволяет их выполнить более простыми и компактными.
Рисунок 1.4 – Регулирование с вентильным переходом Практический коэффициент мощности во всех случаях выше приведенных схем с амплитудным регулированием напряжения на ТЭД достаточно высок.
Как известно, коэффициент мощности определяет степень потребления реактивной энергии из сети и зависит от коэффициента сдвига между током и напряжением и степени искажения основной гармоники [15]. При амплитудном регулировании практически не возникает сдвиг между током и напряжением (без учета коммутации) (ТТ) и соответственно минимально значение искажения основной гармоники, что в целом поддерживает высокое значение коэффициента мощности. Его значение в каждом поддиапазоне при амплитудном регулировании примерно одинаково и определяется выражением Однако наряду с высоким значением коэффициента мощности этих схем не решен существенный недостаток, который требует особого внимания.
Для реализации амплитудного регулирования напряжения, чтобы обеспечить плавность регулирования, требуются около 20 – 30 ступеней. Реализовать такое количество ответвлений от вторичных обмоток (ТТ) означает установку громоздких коммутационных аппаратов, которые ввиду своей низкой износостойкости, при большом их количестве, снижают общую надежность выпрямительного агрегата. Из-за низкого коммутационного ресурса необходимы частые ревизии, которые сопровождаются заменой деталей и ремонтом, а, следовательно, связаны с высокими эксплуатационными затратами. В процессе отключения цепей традиционными аппаратами появляется открытая электрическая дуга, которая сопровождается громкими звуковыми и яркими световыми эффектами. Регулирование в таких схемах ступенчатое, что на ЭПС приводит к значительным толчкам тягового усилия, и может вызывать буксование колесных пар. Поэтому, несмотря на достаточно высокие значения коэффциента мощности, вышеперечисленные недостатки в конечном итоге указывают на необходимость дальнейшего совершенствования силовой части системы управления, свободной от этих недостатков.
1.2 Схемотехнические построения систем управления с фазовым регулированием Использование силовых управляемых полупроводниковых приборов позволяет, кроме амплитудного, применять еще и фазовое регулирование, при котором ступенчатое изменение тока и напряжения заменяется плавным [15, 16].
Фазовое регулирование для схемы с нулевой точкой. Фазовое регулирование для схемы с нулевой точкой (рисунок 1.5) применяется для регулирования тока в обмотках возбуждения (ОВ) ТЭД электровозов ВЛ80Т, ВЛ80С, ВЛ80Р, ВЛ85, ВЛ65, ЧС4Г, ЧС8 [17].
Для анализа принципа действия таких схем воспользуемся следующими общепринятыми допущениями [18]:
пульсация выпрямленного тока пренебрежимо мала;
коммутация вентилей происходит практически мгновенно.
индуктивность нагрузки постоянного тока бесконечно большая LH Это дает право считать прямоугольной форму тока в обмотках трансформатора.
Если задерживать отпирание тиристоров на угол по отношению к началу полупериода, то коммутация вентилей тоже будет запаздывать на угол.
Среднее выпрямленное напряжение с учетом фазового регулирования Ток первичной обмотки имеет прямоугольную форму с амплитудой I1m, и его первая гармоника отстает от напряжения сети на угол.
Фактически сдвиг тока по фазе будет несколько больше за счет влияния намагничивающего тока первичной обмотки трансформатора.
Коэффициент мощности (без учета намагничивающего тока):
Особенности схемы: при 90. U d 0 при U d 0. При увеличении угла свыше 90° можно быстро изменить направление тока I d, что используется для быстрого размагничивания ТЭД при срабатывании защиты в режиме электрического торможения [17].
Рисунок 1.5 – Фазовое регулирование для схемы с нулевой точкой Коэффициент мощности преобразователя согласно формул (1.2) и (1.3) пропорционален выпрямленному напряжению, что можно видеть на рисунке 1.6, (кривая 1).
С увеличением возрастает пульсация выпрямленного тока вследствие изменения знака U d.
Фазовое регулирование для схемы с нулевым диодом. Схемы с нулевыми вентилями (рисунок. 1.7) были предложены в [20-22]. Особенностью этих схем является нулевой вентиль, присоединенный параллельно цепи нагрузки постоянного тока.
Назначение нулевого вентиля:
срез отрицательной части выпрямленного напряжения и, следовательно, повышение среднего выпрямленного напряжения.
создание контура для разряда ЭДС самоиндукции, возникающей в обмотках ТЭД и сглаживающего реактора, и, следовательно, уменьшение пульсации выпрямленного тока.
Рисунок 1.6 – Зависимость коэффициента мощности от выпрямленного напряжения: 1 — фазовое регулирование для схемы с нулевой точкой; 2 — фазовое регулирование для схемы с нулевым диодом; 3 — характеристика Ток первичной обмотки, в силу того, что LH имеет прямоугольную форму с нулевой площадкой. Его первая гармоника сдвинута относительно кривой напряжения приблизительно на угол =.
Следовательно, коэффициент мощности:
Эффективное значение тока первичной обмотки:
Полная мощность первичной обмотки Рисунок 1.7 – Фазовое регулирование для схемы с нулевым диодом Выпрямленная (активная) мощность Зависимость коэффициента мощности от выпрямленного напряжения для схемы с нулевым диодом показана на рисунке 1.6 (кривая 2). Из этого графика видно, что в среднем значительно ниже, чем в схемах с амплитудным регулированием и существенно зависит от, однако при малых углах регулирования, коэффициент мощности оказывается даже выше, чем при амплитудном регулировании напряжения (кривая 3).
Достоинства фазового регулирования:
возможность плавного регулирования напряжения и отсутствия колебаний пускового тока нагрузки, что позволяет, например, повысить расчетный коэффициент сцепления, как показано в [23 – 25] дополнительно на 8 %;
отсутствие силовых контакторов, переключающих секции тягового трансформатора, и как следствие, малые эксплуатационные расходы и более высокая надежность всей системы управления.
Недостатки:
при больших углах — низкие значения коэффициента мощности;
повышенная пульсация выпрямленного тока.
тирис Рисунок 1.8 - Фазовое регулирование для мостовой схемы:
а - поперечное расположение тиристоров; б - продольное расположение тиристоров Фазовое регулирование для мостовой схемы. В режиме выпрямления для фазового управления в схеме моста достаточно иметь два тиристора. Остальные два силовых прибора могут быть диодами. Возможны два способа включения тиристоров в мостовую схему, показанные на рисунке 1.8, которые условно называют схемами с поперечным и продольным расположением тиристоров [13].
Коммутация полупроводниковых приборов при фазовом регулировании начинается либо при t 0 либо при t (рисунок 1.8).
Таблица 1.1 - Сравнение схем с поперечным и продольным расположением тиристоров 3.Момент начала коммутации (запирания) 4.Буферный контур По очереди через приборы замыкается VD1-VS1 и VD2-VS 5.Углы проводимости 6.Расчетные нагрузки У диодов и тиристоров Продолжительность коммутации, начинающейся при t 0, определяется из выражения:
по формуле:
Коммутация, которая начинается при t, заканчивается при t.
Выражение (1.10) приобретает вид:
Формула (1.12) видоизменится на:
Зависимости, полученные при численном решении этого уравнения, приведены на рисунке 1.9.
Рисунок 1.9 – Угол коммутации при фазовом регулировании Штриховая линия показывает ограничение максимального значения угла, по условию 180. Из рисунка 1.9 видно, что при 60 90 угол коммутации существенно уменьшается по сравнению с 0 [13].
Управляемые полупроводниковые вентили (тиристоры) позволили отказаться от применения контакторов и переходных реакторов, выполняя их роль, а также обеспечили плавность регулирования выпрямленного напряжения на ТЭД.
Однако использование только фазового регулирования без переключения секций тягового трансформатора сопряжено с низкими энергетическими показателями выпрямителя, главным образом, коэффициентом мощности, величина которого обратно пропорциональна углу задержки открытия вентилей.
По этой причине в своё время было предложено [25] с помощью полупроводниковых управляемых вентилей (тиристоров) не только осуществлять фазовое регулирование, но и без дополнительных устройств производить переключения секций вторичных обмоток ТТ. В связи с этим на грузовых электровозах, работающих на переменном токе, применяют комбинированный способ регулирования выпрямленного напряжения. Это так называемое однофазное зонно-фазовое регулирование (ОЗФР), при котором одновременно используют и фазовое регулирование, и переключение секций (зон), как при амплитудном регулировании.
Таким образом, зонно-фазовые регулирование следует рассматривать как объединение положительных сторон двух способов регулирования: амплитудного и фазового.
1.3 Систематизация средств и способов управления ТЭД электровозов Применение зонно-фазового регулирования напряжения имеет следующие преимущества по сравнению с ранее принимаемым ступенчатым амплитудным регулированием [25].
1. Плавность регулирования напряжения и тока при пуске, что позволяет повысить среднюю силу тяги на 5 – 10 % без нарушения сцепления колес с рельсами;
2. Достаточно высокие значения энергетических показателей; возможно поддерживание любого значения постоянной скорости независимо от массы поезда и крутизны уклона;
3. Существенно уменьшается количество контакторов в силой цепи;
4. Появляются дополнительные возможности применения рекуперативного торможения.
Рассмотренные системы ступенчатого регулирования напряжения на ТЭД в рациональном варианте с согласным включением регулируемой и нерегулируемой обмоток (ТТ) при относительно малом числе контакторов группового контроллера и выводов трансформатора обеспечивает приемлемую дискретность регулирования силы тяги и удовлетворительные противобоксовочные, а, следовательно, и тяговые свойства электровозов. В то же время, использование контакторов с любым типом привода, как и ступенчатое инерционное регулирование напряжения (время полного набора и сброса позиций контроллера составляет с) нежелательны. Поэтому разработаны схемы, обеспечивающие плавное регулирование напряжения при меньшем числе контакторов.
На опытной партии электровозов ВЛ60КУ было использовано межступенчатое регулирование напряжения по схеме, приведенной на рисунке 1.10, а [25]. На этих электровозах использовался штатный тяговый трансформатор ТТ серийных электровозов со ступенчатым регулированием напряжения. Поэтому число ступеней напряжения равнялось восьми. В первой зоне регулирования напряжения Ud выхода выпрямителя, от которого питаются тяговые машины ТМ, замкнут только контактор К1, и увеличение Ud достигается за счет изменения угла включения тиристоров VS1 и VS2 от 180 эл. град, до 0 = 15 эл. град. Во второй зоне при замыкании контактора К2 тиристоры VS1 и VS2 продолжают работать при 0, а регулирование Ud осуществляется изменением угла включения тиристоров VS3 и VS4 (рис. 1.10, б). При этом к диодному выпрямителю только на части полупериода до угла подводится напряжение одной ступени U, а затем — двух, 2U.
Далее алгоритм работы схемы повторяется.
Однако в этих схемах не полностью был решен вопрос исключения коммутирующих аппаратов, что намного снижает надежность всей системы управления.
При регулировании напряжения с помощью переключения ступеней обмоток тягового трансформатора коэффициент мощности составляет около 0,9, однако в дальнейшием возникает снижение при регулировании с помощью полностью управляемого выпрямителя (рис. 1.10 б). Поэтому, остается недостаток, заключается в низком значении.
Другое, не менее интересное схемное решение, полностью устраняющее проблему применения контакторов, применено на электровозах Sr1и ВЛ84 [25Это решение (рисунок 1.11), именуемое схемой Ожье [25], содержит в общем случае n несимметричных (по типу вентилей и их загрузке) однофазных мостовых схем, включенных относительно цепи тока нагрузки последовательно.
Рисунок 1.10 – Схема а и диаграмма б изменений напряжения и коэффициента мощности при плавном межступенчатом регулировании напряжения: ТТ – тяговый трансформатор; ТМ – тяговая машина; VS1 – VS4 – тиристоры; К1 – К3 – контакторы; U – ступени регулирования напряжения; Ud – выпрямленное напряжение; – коэффициент мощности; – угол регулирования, эл. град.
В такой схеме имеется возможность с помощью тиристоров подключить любое количество изолированных секций вторичной обмотки в цепь нагрузки, причем в оба полупериода напряжения сети. Через диоды вентильных мостов, соединенных с неподключенными тиристорными секциями, ток проходит «транзитом». Используя принцип, реализованный в предыдущей схеме, а именно, выбрав, при наличии трех секций, соотношения чисел витков в них равными 1 : 2 : 3 или : 2 : 4, можно получить, соответственно, шесть или семь зон регулирования.
Внимательное рассмотрение приведенных чисел убеждает в том, что единичная (1) обмотка не может быть использована во всех комбинациях, поэтому плавность регулирования во всех зонах получить невозможно, во всяком случае, с такой вентильной схемой.
Для реализации плавности регулирования в некоторых зонах ранее использовалось встречное включение обмоток. Такой способ на ЭПС в последнее время не используется, так как индуктивность обмоток на «встречной» зоне резко возрастает, внешняя характеристика «падает».
В результате этого повышается вероятность разносного боксования, а также снижаются тяговые свойства электровоза. Как правило, схема Ожье применяется при трех одинаковых по размерам обмотках, т.е. имеет три зоны плавного регулирования. Инверторный режим требует замены всех диодов на тиристоры.
Наиболее очевидный недостаток схемы Ожье – это снижение КПД при увеличении числа секций, так как число вентилей в последовательной цепи протекания тока нагрузки увеличивается. Кроме того, для реализации трех зон выполняется 6 отводов от секций трансформатора, в то время как в предыдущей схеме требуется всего 4 отвода для реализации четырех зон [13].
Все выше перечисленные недостатки частично были исключены, когда в системах электровозов переменного тока стали применять выпрямители с параллельно соединенными мостами [11, 17 (13, 25)].
В первые электрическая схема с параллельно соединенными мостами была применена в электровозах переменного тока серии ВЛ80р, ВЛ85, ВЛ65 и ЭП1 [26Электрическая схема преобразователя состоит из трех секционированных мостов (рисунок. 1.12) и трех секций вторичных обмоток трансформатора, напряжения на которых соотносятся как 2:1:1. Такое соотношение дает на выходе выпрямителя электровоза четыре зоны регулирования напряжения 0-1/4, 1/4-1/2, 1/2-3/4, 3/4-1 от номинального значения.
Рисунок 1.12 – Схема однофазного классического четырехзонного выпрямителя на электровозах переменного тока серии ВЛ80р, ВЛ85, ВЛ65 и ЭП Схема (рисунок 1.12) имеет очевидные достоинства перед выше перечисленными преобразователями: плавное регулирование напряжения во всем диапазоне на ТЭД, минимальное число выводов обмоток тягового трансформатора и плеч преобразователя, малое количество включенных вентилей в цепи протекания тока нагрузки.
Кроме основных достоинств - этот преобразователь имеет и недостатки, которые существенно влияют на качество преобразования электроэнергии.
Первый из недостатков – это несимметричность числа витков вторичных обмоток тягового трансформатора.
Второй и основной недостаток – это увеличенной практически в два раза угол коммутации вентилей относительно естественного угла коммутации. Увеличенный двойной угол коммутации возникает из-за двойного контура коммутации, имеющегося в таких схемах, т. е. каждый контур является частью другого контура и это создает увеличенный общий угол задержки [99].
Увеличенный угол коммутации дополнительно искажает форму потребляемого тока из сети. Кроме этого, увеличивается потребление реактивной мощности, которая создает дополнительные потери. И это отрицательно влияет на энергетические показатели преобразовательного агрегата в целом. Поэтому на практике фактическое значение коэффициента а мощности в данных электровозах на переменном токе не получается выше 0,8.
Выводы по первой главе В главе рассмотрены краткие теоретические сведения и принципы работы регуляторов выходного напряжения для управления ТЭД электровозов, в роли которых используются управляемые и неуправляемые выпрямители, показаны особенности способов регулирования выходного напряжения приведенных преобразователей, их достоинства и недостатки.
1. Систематизированы способы регулирования выходного напряжения для питания ТЭД электровозов переменного тока, и показано, что существует два основных принципиальных подхода в регулировании: амплитудный и фазовый.
2. Выявлены достоинства и недостатки амплитудного и фазового способов управления. Показано, что достоинством амплитудного управления является достаточно высокий КПД и коэффициент мощности, достигающий значений 0,9 ….
0,95, а недостатком – неизбежная ступенчатость регулирования выходного напряжения, которая на ЭПС приводит к значительным толчкам тягового усилия, и может вызывать буксование колесных пар. Кроме того, наличие громоздких коммутационных аппаратов снижает общую надежность регуляторов, требует частого обслуживания и приводит в конечном итоге к высоким эксплуатационным затратам.
3. Показано, что достоинством фазового управления является возможность плавного регулирования выходного напряжения и отсутствие колебаний пускового тока. Это позволяет, например, повысить расчетный коэффициент сцепления дополнительно на 8 %, исключить громоздкие коммутационные аппараты, переключающие секции трансформатора. К недостаткам фазового регулирования относятся низкие значения коэффициента мощности, особенно при больших углах регулирования и повышенная пульсация выпрямленного тока.
4. Приведен способ устранения выявленных недостатков амплитудного и фазового регулирования и показана целесообразность применения так называемых зонных преобразователей, которые получены путем объединения достоинств, принципов регулирования и схемных решений амплитудных и фазовых регуляторов. Показаны особенности формирования выпрямленного напряжения зонных преобразователей и регулирования уровня для управления ТЭД электровозов переменного тока.
5. Выполнен анализ способов построения схемных решений зонных выпрямителей как наиболее совершенных регуляторов и установлено, что из используемых на сегодняшний день наибольшее распространение получила схема однофазного мостового четырехзонного выпрямителя. Вместе с тем, и в данном схемном решении имеются недостатки, основной из которых заключается в образовании двойного угла коммутации, что на практике снижает коэффициент мощности, с 0,9 до 0,8 и сужает диапазон регулирования выходного напряжения.
Поэтому дальнейшее совершенствование зонных регуляторов и повышение их технико-экономических показателей является актуальной задачей, решение которой излагается в последующих главах.
ГЛАВА 2. АНАЛИЗ РЕЖИМОВ РАБОТЫ ЧЕТЫРЕХЗОННОГО
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ
Для того, чтобы изучить пути совершенствования выпрямителей, необходимо рассмотреть уже изученные схемы. Классическая методология изучения предполагает движение от частного к общему, от простого к сложному. Но по мере усложнения изучаемых устройств необходимо проводить однотипное по подходу и эффективное по результату исследование любых сложных устройств заданного назначения. Такой подход к исследованию, интенсивно развиваемый в предшествующие несколько десятилетий, получил название системного подхода [30 -32].Он характеризуется следующими признаками:
установлением границ исследуемой системы заданного назначения как целого, т. е. выделением системы из окружающей ее среды, рассматриваемой как подсистема;
определением целей системы, критериев качества ее функционирования и методов их расчета;
декомпозицией системы на составные части или подсистемы, которые на более низком уровне иерархии тоже рассматриваются как подсистемы, точно так же, как сама исследуемая система является частью надсистемы;
изучением системы во всех требуемых целевым назначением аспектах с учетом всех значимых связей как между частями системы одного уровня, так и между различными уровнями.
Применительно к исследуемому в данной работе силовому тяговому выпрямителю указанные четыре принципа системного подхода заключаются в следующем.
Во-первых, рассматривается не само по себе устройство преобразования электрической энергии из одного вида в другой, а в совокупности с источником питания на входе и нагрузкой (потребителем) на выходе. Эта триада и составляет систему для исследования. Кроме того, выявляются все виды полупроводниковых устройств преобразования электрической энергии в соответствии с их назначением.
Во-вторых, определяется необходимый набор критериев качества создания и функционирования устройств силовой электроники – энергетических критериев качества устройств и их режимов работы, и рассматриваются существующие методы их расчета.
В-третьих, производится декомпозиция устройств силовой электроники для упрощения анализа на функциональном и структурном уровнях. В данном случае преобразовательное устройство должно реализовать совокупность следующих функциональных операций:
преобразования рода тока;
регулирования параметров преобразованной энергии (постоянной составляющей в цепях постоянного тока, первой гармоники в цепях переменного тока);
согласования уровней напряжения источника питания и нагрузки преобразователя.
В-четвертых, принцип системного подхода к исследованию тяговых преобразователей в соответствии с их областью применения и поставленной целью повышения энергетических показателей должен отражать позиции энергетического аспекта, включающие известный трехуровневый анализ[30 - 32], и соответствующие этим уровням допущения.
Таким образом:
На первом уровне анализа все элементы преобразователя – идеальные (без потерь), контактная сеть – источник бесконечной мощности (тоже без потерь внутри источника), нагрузка, т.е. тяговый двигатель, также идеализирована. Процедура анализа элементарна.
На втором уровне анализа учитываются реальные параметры элементов преобразовательного устройства и контактной сети, нагрузка преобразователя, тяговый двигатель, остается идеализированной. Процедура анализа остается простой и аналитической.
На третьем уровне анализа все элементы триады: контактная сеть – преобразователь – тяговый двигатель замещаются моделями с реальными параметрами элементов. Процедура анализа заметно усложняется, и не всегда возможно обойтись без средств вычислительной техники [33, 34].
Как известно на ЭПС широко применяются однофазные схемы с зоннофазовым регулированием выпрямленного напряжения на ТЭД, рассмотренные в первой главе диссертационной работы. Все эти схемы получены на основе общих известных однофазных нулевых и мостовых схем выпрямления. Для того чтобы исследовать зонные выпрямители, возникает необходимость анализа однофазных нулевых и мостовых выпрямителей, как часть зонных регуляторов. Анализ однофазных нулевых и мостовых выпрямителей выполняем по принципу выше изложенного системного подхода.
2.1 Однофазная нулевая и мостовая схема выпрямителя Идеализированная схема двухполупериодного неуправляемого и управляемого выпрямителя с нулевым выводом приведена на рисунках 2.1, а и, 2.2, а соответственно [35 – 46]. Схема состоит из трансформатора, имеющего одну первичную и две последовательно соединенные вторичные обмотки с выводом общей (нулевой) точки у этих обмоток.
Свободные концы вторичных обмоток присоединяются к анодам вентилей VD1 (VS1), и VD2 (VS2), катоды которых соединяются вместе. Нагрузка R d включается между катодами вентилей, которые являются положительным полюсом выпрямителя, и нулевым выводом О трансформатора, который служит отрицательным полюсом.
Вентили в этой схеме, как и вторичные обмотки трансформатора, работают поочередно, пропуская в нагрузку ток при положительных значениях анодных напряжений u 2(1) и u2(2) (рисунки 2.1, б, 2.2, б). При изменении напряжения в обмотках u 2(1) и u2(2) по закону u 2 U max 2 sin t в тот полупериод, когда напряжение в обмотке u 2(1) положительно, ток проводит вентиль VD1 (VS1). Анод вентиля VD2, так же как обмотки u2(2) в этот полупериод отрицателен по отношению к нулевому выводу О и, следовательно, тока не пропускает. В следующий полупериод (рисунок 2.1,б, 2.2,б), когда напряжения на первичной и вторичной обмотках трансформатора изменяют свою полярность на обратную, ток будет пропускать вентиль VD2 (VS2), а вентиль VD1 (VS1) оказывается запертым отрицательным напряжением. Ток в нагрузке R d все время течет в одном направлении – от катодов вентилей к нулевой точке О вторичных обмоток трансформатора.
Рисунок 2.1 – Однофазный неуправляемый выпрямитель (нулевая схема), а – схема выпрямителя; б - диаграммы напряжений и токов на элементах схем выпрямления Принцип действия однофазного управляемого выпрямителя на рисунке 2.2, а отличается от схемы на рисунке 2.1, а тем, что управляющие электроды управляемого вентиля связаны с системой управления СУ, которая формирует синхронно с напряжением сети управляющие импульсы напряжения U у1 и U у 2 и позволяет изменять их фазу относительно фазных напряжений u 2(1) и u2(2) источника питания.
При использовании в схеме управляемых вентилей, вентиль VD1 открылся бы в момент времени t 0, который является моментом естественного отпирания диода. Управляемые вентили отпираются при наличии положительного напряжения на аноде и отпирающего импульса на управляющем электроде.
Рисунок 2.2 – Однофазный управляемый выпрямитель (нулевая схема):
а – схема выпрямителя; б – диаграммы напряжений и токов в элементах Если на управляющий электрод вентиля VS1 отпирающий импульс U у1 будет подан в момент 0+ ( – угол отпирания), то этот вентиль откроется с некоторой задержкой по отношению к началу положительного напряжения u 2(1).
Кроме нулевых схем в группе однофазных выпрямителей существуют и самый распространённый вариант - мостовые. Идеализированная схема однофазного мостового неуправляемого и управляемого выпрямителя представлена на рисунках 2.3, а и 2.4, а [35 – 46]. Схема состоит из трансформатора, имеющего одну первичную и одну вторичную обмотку, и четырех вентилей VD1 (VS1), VD (VS2), VD3 (VS3) и VD4 (VS4) соединенных по схеме моста.
К одной диагонали моста (точки 1, 3) присоединяется вторичная обмотка, в другую (точки 2, 4) включается нагрузка Rd. Общая точка катодов вентилей VD (VS2) и VD4 (VS4) является положительным полюсом выпрямителя, а отрицательным - точка связи анодов вентилей VD1(VS1) и VD3 (VS3).
Вентили в этой схеме работают парами поочередно. В положительный полупериод напряжения проводят ток вентили VD1 (VS1) и VD4 (VS4), а к вентилям VD2 (VS2) и VD3 (VS3) прикладывается обратное напряжение и они закрыты. В отрицательный полупериод напряжения u 2 будут проводить ток вентили VD2 (VS2) и VD3 (VS3), а вентили VD1 (VS1) и VD4 (VS4) выдерживают обратное напряжение.
Рисунок 2.3 – Однофазный мостовой неуправляемый выпрямитель: а – схема выпрямителя; б – диаграммы напряжений и токов в элементах схемы Рисунок 2.4 – Однофазный мостовой управляемый выпрямитель: а – схема выпрямителя; б – диаграммы напряжений и токов в элементах схемы Ток id в нагрузке проходит все время в одном направлении – от соединенных катодов вентилей VD2 (VS2)и VD4 (VS4)к анодам вентилей VD1 (VS1) и VD (VS3). Ток i2 во вторичной обмотке трансформатора (рисунки 2.3, б и 2.4, б) меняет свое направление каждые полпериода. Постоянной составляющей тока во вторичной обмотке нет. Следовательно, не будет подмагничивания сердечника трансформатора постоянным магнитным потоком.
2.2 Энергетические соотношения однофазных нулевых и мостовых Для того чтобы перейти на второй уровень анализа необходимо составить уравнения между эклектическими величинами, а так же параметрами схемы выпрямления. Электрические схемы, приведенные на рисунках 2.1, 2.2, 2.3 и 2. справедливы для этого этапа анализа.
Для однофазной неуправляемой нулевой схемы справедливы следующие соотношения между напряжениями, токами и мощностями в отдельных элементах выпрямителя [35 – 46].
Среднее значение выпрямленного напряжения при идеальных вентилях и трансформаторе:
Максимальное значение обратного напряжения будет равно:
Среднее значение выпрямленного тока в нагрузке:
Среднее значение тока через каждый вентиль в два раза меньше тока I d, проходящего через нагрузку, то есть:
Действующее значение тока вентиля равно действующему значению тока вторичной обмотки трансформатора I 2 и определяется формулой:
Действующее значение напряжения вторичной обмотки Действующее значение тока с учетом коэффициента трансформации k тр равно:
Расчетные мощности обмоток трансформатора определяются произведениями действующих значений тока и напряжения:
Расчетная (типовая) мощность трансформатора будет:
Частота основной гармоники переменной составляющей выпрямленного напряжения в данной схеме равна двойной частоте сети 2 f1. Коэффициент пульсации напряжения на выходе выпрямителя равен:
где m - число фаз выпрямителя, то есть число полуволн выпрямленного напряжения, приходящееся на один период переменного тока, питающего выпрямитель.
Однако в электрической схеме, приведенной на рисунке 2.2, выходное напряжение изменяется в зависимости от угла. Тогда выпрямленное напряжение с учетом угла управления будет определяться выражением где, U d 0 - наибольшее значение выпрямленного напряжения при полностью открытых ( 0 ) тиристорах VS1 и VS2.
Теоретически можно получить выпрямленное напряжение от 0 до U d 0, изменяя угол регулирования от макс 180 до мин 0.
Средние значения выпрямленного напряжения Ud0 и тока Ia через вентили в мостовой схеме получаются такими же, как и в схеме с нулевой точкой.
Обратное напряжение, приложенное к закрытым вентилям, определяется напряжением вторичной обмотки трансформатора, так как не работающие в данный полупериод вентили оказываются присоединенными ко вторичной обмотке трансформатора через два других работающих вентиля, падением напряжения в которых можно пренебречь. Следовательно, Отличие заключается только в том, что амплитуда обратного напряжения на вентиле в мостовом выпрямителе будет в 2 раза меньше, чем в двухполупериодном нулевом выпрямителе.
При активной нагрузке работа схемы будет характеризоваться следующими основными соотношениями:
среднее значение выпрямленного напряжения максимальное значение обратного напряжения на вентилях максимальное значение тока вентиля Однофазная мостовая схема, работающая с углом >0, имеет такие же формы токов и напряжений на ее элементах, как и в однофазном двухполупериодном выпрямителе со средней точкой.
Среднее значение выходного напряжения:
где U d 0 – среднее значение выпрямленного напряжения на выходе схемы при угле >0;
Максимальные значения напряжений на вентилях:
Таким образом, недостатком нулевых схем выпрямителей является повышение требования к обратному напряжению вентилей, более сложная конструкция трансформатора и нерациональное использование в трансформаторе меди и стали.
Что касается мостовых схем выпрямления, эти схемы обладают рядом преимуществ:
обратное напряжение на вентилях в 2 раза меньше, чем в нулевой схеме;
вдвое меньше требуемое напряжение (число витков) вторичной обмотки трансформатора при одинаковом значении Ud0;
расчетная мощность трансформатора на 25% меньше, чем в нулевой схеме, следовательно, меньше расходуется меди и железа, меньше будут размеры и масса;
мостовая схема выпрямителя может работать и без трансформатора, если напряжение сети подходит по величине для получения необходимого значения Ud0 и не требуется изоляция цепи выпрямленного тока от сети.
Анализ коммутационных процессов в нулевых и мостовых схемах выпрямления и внешние характеристики. Для того, чтобы перейти на третий уровень анализа нулевых и мостовых схем, необходимо учитывать реальные параметры тягового трансформатора, реальные параметры вентилей элемента и характер нагрузки.
Выше были рассмотрены нулевые и мостовые схемы с учетом мгновенной коммутации вентильных токов. Мгновенная коммутация вентильных токов, т. е.
переход тока из обмотки фазы, прекращающий работу, в обмотку фазы, вступающей в работу, мог бы иметь место лишь при отсутствии реальных электрических параметров выпрямителя, особенно индуктивности в цепи вентильных обмоток трансформатора.
В реальных условиях процесс коммутации не может быть мгновенным, так как вследствие реальных электрических параметров выпрямительного агрегата ток в фазе, прекращающей работу, не может мгновенно упасть до нуля, а в фазе, вступающей в работу, мгновенно возрасти с нуля до Id. Этот процесс протекает при каждой коммутации в вентилях одной коммутационной группы в течение некоторого времени t, называемого продолжительность в коммутации, которому соответствует угол коммутации, хотя не является углом в геометрическом смысле.
Однако учет всех реальных параметров выпрямительного агрегата ведет к сложности математического анализа электромагнитных и коммутационных процессов. Эту сложность можно упростить, если применить ряд допущений, при которых погрешность результатов анализа невелика (3 – 5 %):
1) ток намагничивания трансформатора, активные сопротивления обмоток трансформатора с всех других элементов цепи считаем равным нулю;
2) индуктивное сопротивление обмоток трансформатора и сглаживающего реактора принимаем не зависящим от тока;
3) э.д.с. двигателя при установившемся режиме считают постоянной, не пульсирующей;
4) емкостью обмоток трансформатора и других элементов цепи пренебрежем.
Для того, чтобы изучать переходные процессы достаточно лишь выбрать одну схему для анализа, Практически приходный процесс протекает одинаково в обоих вариантах схем. Для анализа выбираем мостовую схему.
Электрическая схема и диаграммы сглаженного выпрямленного тока в цепи приемника Id, а также мгновенных значений тока в вентиле ia, и тока в фазе сетевой обмотки i1(1) и выпрямленного напряжения с учетом выше принятых допущений приведены на рисунках 2.5, а, б, в.
Диаграммы, приведенные на рисунке 2.5, б, соответствуют углам регулирования =0, а диаграммы, приведенные на рисунке 2.5, в, соответствуют углу регулирования >0.
Рисунок 2.5 – Однофазный мостовой управляемый выпрямитель: а - принципиальная электрическая схема; б – осциллограммы токов и напряжений при значении угла регулирования =0; в – то же но при > В период коммутации при общепринятых допущениях уравнение равновесия напряжений запишется где ik – ток короткого замыкания вторичной обмотки трансформатора; L2 – индуктивность трансформатора, отнесенная к его вторичной обмотке.
Проинтегрируем это выражение:
Через вентили 1и 3 будет протекать ток Id – iK/2. Когда iK/2 возрастет до величины Id, вентили 1 и 3 закроются, и ток Id будет протекать через вентили 2 и 4.
За это время ток iK возрастает от 0 до 2Id. В момент окончания коммутации Отсюда можно выразить угол коммутации :
Из формулы (2.21) следует, что угол коммутации возрастает с увеличением выпрямленного тока Id и результирующего индуктивного сопротивления цепи переменного тока Х2, приведенного к вторичной обмотке трансформатора.
За время коммутации вторичная обмотка трансформатора замкнута накоротко, и мгновенное значение выпрямленного напряжения при этом равно нулю. С учетом этого среднее значение выпрямленного напряжения будет равно Используя формулу (2.22), получим:
Из этой формулы следует, что с увеличением тока Id среднее выпрямленное напряжение Ud снижается. Это снижение довольно существенно, так как у трансформаторов грузовых электровозов с регулированием напряжения величина (2Id · X2 / ) при номинальной нагрузке составляет порядка 10% от Ud0.
Величина (2Id · X2 / ) – это средняя потеря выпрямленного напряжения за полупериод, обусловленная тем, что в начале каждого полупериода происходит коммутация полупроводниковых приборов, и выпрямленное напряжение в это время равно нулю. Эта величина снижает выпрямленное напряжение.
Сравнивая диаграммы на рисунках 2.5, б, в видно, что они отличаются лишь сдвигом по времени, соответствующим. Кривая сетевого тока i1 при >0 так же отличается от кривой i1 при =0 тем же сдвигом по времени.
Коэффициент мощности выпрямителя с учетом выше принятых допущений для обоих вариантов схем выпрямления (нулевая и мостовая) определяется где 0 – коэффициент искажения, который определяется высшими гармониками выпрямителя.
Внешняя характеристика неуправляемого выпрямителя для мостовой и нулевой схемы определяется выражением (без учета падения напряжения в вентилях) Выражение (2.23) соответствует среднему значению потери выпрямленного напряжения в одной коммутационной группе. При мостовой схеме выпрямления количество коммутационных групп равняется двум. Из выражения (2.25) видно, что угол наклона внешней характеристики зависит от тока нагрузки и индуктивности трансформатора, а также зависит от количества коммутационных групп схемы выпрямителя.
Для управляемых выпрямителей внешняя характеристика определяется выражением На рисунке 2.6 представлена зависимость U d f ( I d ) характеризующая падения напряжений от степени загрузки разных выпрямителей.
Рисунок 2.6 – Внешняя характеристика мостового (1) и нулевого (2) выпрямителя Таким образом, проведенный анализ работы для мостовых и нулевых схем выпрямление характеризует их особенности работы и является частью особенность работы зонных регуляторов для каждой их зоны в отдельности. Однако соединение в комбинации несколько однофазных выпрямителей для получения принципа зонного регулирования напряжений приводит к появлению ряда особенностей, которые требуется рассмотреть и проанализировать.
2.3 Исследование режимов работы зонно-фазовых Рассмотрим схему параллельного соединения мостов, используемую на электровозах ВЛ80Р, ВЛ85, ВЛ65 и ЭП1. Это схемное решение является наиболее популярным и хорошо описано в [25, 47 – 49]. Для поддержания достаточно высокого коэффициента мощности регулирование напряжения в тяговом режиме разделено на четыре зоны. Вторичная обмотка тягового трансформатора состоит из трех секций (рисунок 2.7). Номинальное напряжение на обмотках I и II – по 315 В, обмотка III имеет напряжение 630 В. Переход с одной зоны на другую не требует применения контакторов и осуществляется с помощью тиристоров (рисунок 2.7).
Отметим особенности схемы:
Напряжения всех секций трансформатора одинаковы.
Количество секций трансформатора может быть любым.
Рисунок 2.7 – Схема амплитудно-фазового (зонного) регулирования напряжения Таблица 2.1 - Алгоритм работы преобразователя зонно-фазового регулирования Режим тяги Для обеспечения работы в выпрямительном режиме используют следующие типа управляющих импульсов:
о Управляющий импульс, подаваемый в начале полупериода, фаза которого соответствует минимальному углу регулирования тиристоров о3 Управляющие импульсы, нерегулируемые и вынужденно задержанные по фазе, на величину 2 = 9-12о, соответствующие двойной коммутации в малом и большом рег Управляющие импульсы, регулируемые по фазе от мах до min На первой зоне регулирования, величина угла регулирования рмах, имеет максимальное значение, при этом выпрямленное напряжение минимально. Подавая управляющие импульсы р на тиристорные плечи VS4—VS6, фаза которых регулируется в пределах от мах до min, можно изменять выпрямленное напряжение от минимального значения до номинального выпрямленного напряжения преобразователя Udн.
На второй зоне регулирования выпрямленное напряжение складывается из напряжения секции I обмотки трансформатора и напряжения секции II, дополнительно прикладываемого к тяговому двигателю на интервале р +. При минимальной величине фазы импульсов управления р, подаваемых на плечи VS1 и VS2 на второй зоне регулирования, выпрямленное напряжение увеличивается до Udн. В результате выпрямленное напряжение Ud приобретет специфическую для зонно-фазового регулирования форму (рисунок 2.8).
Рисунок 2.8 – Осциллограммы выпрямленного напряжения при амплитуднофазовом регулировании Осциллограммы наглядно показывают, что зонно-фазовое регулирование является гибридом амплитудного и фазового регулирования.
На третьей зоне регулирования секции I и II заменяются секцией III с напряжением 630В.. К ней добавляется регулируемое по фазе напряжение секции I. При изменении СУ подаваемого на плечи VSЗ и VS4, от мах до min выпрямленное напряжение достигает 3/4 Udн.
На четвертой зоне регулирования к напряжению обмоток I и II добавляется часть напряжения обмотки III за счет изменения угла регулирования тиристорных плеч VS1 и VS2 от мах до min. При минимальном угле регулирования тиристорных плеч VS1 и VS2 выпрямленное напряжение достигает номинального значения Udн.
Рассмотрим более подробно коммутационные процессы в зонно-фазовом регуляторе для каждой зоны в отдельности.
На первой зоне регулирования напряжение секции I через тиристорные плечи VSЗ – VS6 поступает в цепь нагрузки. Схемы замещения приведены на рисунке 2.9. Здесь же показана форма выпрямленного напряжения Ud для двух полупериодов напряжения Е трансформатора, условно изображенного сплошной стрелкой при прямой (Е > 0) и штриховой линией для противоположной (Е < 0) полярности напряжения.
Активному периоду работы преобразователя (интервалы 4–5 и 8–1 на рисунок 2.10) соответствует подключение ТЭД через тиристорные плечи VS4 – VS5 (Е > 0) и VSЗ – VS6 (Е < 0) ко вторичной обмотке трансформатора. По силовой цепи протекает ток Id, а в обмотке сглаживающего реактора (СР) накапливается электромагнитная энергия.
За счет этой энергии во время нулевых интервалов 6–7 и 2–3 по силовой цепи протекает ток Id. Тиристоры отключают вторичную обмотку трансформатора от ТЭД. Процесс коммутации показан на рисунке 2.10 (интервалы 1–2; 3–4, где Е > и 5–6, где Е < 0).
Вторичная обмотка трансформатора при этом оказывается закороченной двумя коммутируемыми вентилями. Поэтому выпрямленное напряжение на этом интервале равно нулю. В цепи контура коммутации протекает ток короткого замыкания или ток коммутации Iк, совпадающий с проводящим направлением вступающего в работу вентиля и направленный в противоположном направлении для выключаемого вентиля. Он способствует уменьшению тока выключаемого тиристора до нуля.
При этом ток другого тиристора достигает значения тока нагрузки Id, и процесс коммутации заканчивается. Описанным процессам соответствуют углы коммутации 0 (интервалы 1–2 и 5–6) и у (интервалы 3–4 и 7–8).
Формирование напряжения на нагрузке Ud происходит на «активных» интервалах. Все остальные являются вспомогательными и служат для перехода от одной активной схемы преобразователя к другой. В момент времени, соответствующий углу, отмеченному точкой 4 (рисунок 2.9, б), после включения тиристорного плеча VS4 образуется контур протекания тока нагрузки Id через тиристоры плеч VS4, VS5 (интервал 4–5). К двигателю прикладывается полуволна напряжения вторичной обмотки трансформатора, показанная сплошной стрелкой.
В точке 5 (после смены полярности напряжения тягового трансформатора) на тиристор VSЗ подается импульс управления 0. Затем начинается коммутация тока с тиристоров плеча VS5 на тиристоры плеча VSЗ (интервал 5–6).
Такая коммутация продолжительностью 0, происходящая в начале каждого полупериода после подачи управляющего импульса 0, называется сетевой. После этого на интервале 6–7 образуется буферный контур протекания тока нагрузки Id через тиристорные плечи VSЗ, VS4.
В точке 7 на тиристор VS6 поступает импульс управления р, что приводит к образованию другого контура коммутации с тиристора VS4 на VS6 (интервал 7–8) продолжительностью р.
Такая коммутация, происходящая после подачи на тиристоры импульса управления с фазой р, называется фазной. Она заканчивается в точке 8 образованием другого активного контура через тиристоры VSЗ и VS6 (интервал 8–1). Ему соответствует полярность напряжения вторичной обмотки, показанная штриховой линией. Под действием этого напряжения в цепи нагрузки протекает ток Id.
При положительном направлении напряжения вторичной обмотки (интервал 1–2) импульс 0 подается на тиристоры плеча 5. Начинается коммутация тока с третьего тиристорного плеча на пятое (угол 0). В интервале 2–3 ток двигателя протекает через тиристорные плечи VS5, VS6, не заходя на вторичную обмотку трансформатора.
В интервале 3–4 при том же направлении напряжения вторичной обмотки импульсы угла регулирования подаются одновременно на оба тиристорных плеча VS4, VS5, потому что при работе с большим углом регулирования р сокращается продолжительность активного интервала 8–1. И времени для накопления электромагнитной энергии в индуктивности нагрузки и поддержания тока в цепи преобразователя на последующих интервалах 1–2 и 2–3 будет недостаточно.
Ток тиристора VS5 уменьшается и к моменту времени t3 может достигнуть нуля, что вызовет выключение тиристора. Для гарантированного включения плеча VS5 в этот момент времени, кроме импульса управления р, подаваемого на вступающий в работу тиристор VS4, необходимо подавать импульс р на VS5.
Через него в другой полупериод на интервале 4–5 образуется активный контур, и происходит накопление электромагнитной энергии в индуктивности для поддержания тока через тиристор VSЗ во время следующей фазной коммутации (интервал 7–8).
При некотором прямом токе, протекающем через тиристор VSЗ, и подаче импульса управления р на тиристорное плечо VS6 оно включается при прямом для них напряжении трансформатора (штриховая линия на рисунке 2.9, б). На интервале 7–8 образуется контур коммутации.
Условия подачи импульсов управления на тиристоры:
импульсы 0 поступают в начале соответствующего полупериода на тиристорные плечи VSЗ и VS5 только после достижения необходимого значения анодного напряжения, достаточного для уверенного включения тиристоров этих плеч. Минимальный угол регулирования 0 тиристоров, отсчитываемый с момента перехода напряжения трансформатора через нуль, при синусоидальной форме и номинальном питающем напряжении составляет 9 ± 2°.
Рисунок 2.9 – Схемы замещения преобразователя – а и диаграмма напряжения на При искаженной форме питающего напряжения необходимое значение 0 корректирует блок управления;
импульсы управления должны приходить на тиристоры плеч VS4 — VS6 только по окончании сетевой коммутации 0, происходящей после подачи на тиристоры управляющих импульсов с задержкой 0З Минимальное значение угла регулирования рmin при работе на первой зоне регулирования должно удовлетворять условию Максимальное значение угла регулирования рмах должно быть также ограничено по фазе. Это связано с необходимостью открытия тиристорных плеч VS – VS6 при уменьшающемся к концу полупериода прямом анодном напряжении.
Кроме того, для нормальной работы выпрямителя необходимо, чтобы фазная коммутация р, наступающая после подачи импульсов р на тиристоры, завершилась до конца очередного полупериода напряжения трансформатора. Поэтому максимальное значение угла регулирования должно определяться соотношением На второй зоне регулирования в работе находятся I и II секции обмоток трансформатора. Форма выпрямленного напряжения Ud и мгновенные схемы замещения преобразователя показаны на рисунке 2.10.
Интервал совместной работы двух секций трансформатора определяется импульсами управления р, которые подаются в соответствующие полупериоды на тиристоры плеч VS1 и VS2.
Новыми для этой зоны регулирования являются нерегулируемые, задержанные по фазе импульсы 0З поступающие в соответствующие полупериоды на тиристоры плеч VSЗ и VS4.
В момент времени 3 (рисунок 2.10, б), под действием напряжения секции I трансформатора через открытые тиристоры VS4 и VS5 в цепи нагрузки протекает ток Id. Этому моменту соответствует мгновенная схема замещения на интервале 3–4. Для подключения в работу II секции трансформатора в точке 4 подается импульс управления р на тиристоры плеча VS2. Начинается коммутация тока с тиристоров VS4 на VS2 (интервал 6–7), которому соответствует угол '0.
Рисунок 2.10 – Схема замещения преобразователя - а и диаграмма напряжения Ud, После ее завершения и подачи задержанного по фазе импульса управления 0 на тиристорное плечо VS3 происходит вторая коммутация (интервал 1–8, угол "0).
На интервалах времени 1–3 и 6–7 последовательно протекают две коммутации (в большом и малом коммутирующих контурах). Ток их коммутации в первом случае протекает под действием суммарного напряжения двух секций I и II, во втором — за счет напряжения секции II, поэтому сетевая коммутация состоит из двух подынтервалов продолжительностью '0 и "0.
Во втором полупериоде под действием напряжения секции 1 ток проводят вентили групп VSЗ и VS6 (интервал 8–9), а после завершения фазной коммутации р (интервал 9–10), к напряжению обмотки добавляется напряжение секции II.
Совместная работа секций, определяемая углом регулирования р, продолжается на интервале 10–1.
После сетевой коммутации = '0 + "0, происходящей на интервале 1–3, выпрямитель возвращается в первоначальное состояние, соответствующее мгновенной схеме замещения на интервале 3–4. Затем процессы в схеме повторяются.
На третьей зоне регулирования автоматически происходит мгновенная замена секций обмоток трансформатора I, II секцией III. В конце интервала 10— второй зоны регулирования (в точке 4 после смены полярности напряжения, показанного сплошной стрелкой) вместо импульсов 0, поступающих на тиристоры плеча VS5, подаются импульсы управления 0З на тиристоры плеча VS7.
Происходит коммутация тока с тиристоров плеча VS1 на тиристорное плечо VS7 под воздействием напряжения трех секций вторичной обмотки трансформатора. Это приводит к выключению тиристора VS1 и включению тиристора VS7.
Учитывая значительное напряжение, под действием которого происходит коммутация, конфигурация схемы изменяется практически мгновенно.
Рисунок 2.11 – Схема замещения преобразователя - а и диаграмма напряжения Ud После окончания коммутации ток в цепи тяговых двигателей протекает под действием напряжения секции III через тиристоры плеч VS6 и VS7.
Таким образом, происходит замена двух секций I и II трансформатора на равную по напряжению секцию III в один полупериод, соответствующий полярности напряжения трансформатора, показанной сплошной стрелкой на рисунке 2.11.
В другой полупериод, в момент времени 6, вместо импульсов 0, подаваемых на тиристоры плеча VS6 (интервал 6–7), на тиристоры плеча VS8 приходят импульсы управления 0З. После завершения коммутации это приводит к образованию контура тока нагрузки через тиристоры плеч VS5 и VS8 под действием напряжения секции III (полярность напряжения показана штриховой линией).
Диаграмма выпрямленного напряжения Ud и мгновенные схемы замещения преобразователя на третьей зоне регулирования показаны на рисунке 2.11. В данном случае имеются те же временные интервалы в кривой выпрямленного напряжения Ud, что и в рассмотренной кривой напряжения на второй зоне регулирования.
В конце третьей зоны регулирования уменьшается угол регулирования р и возрастает время совместной работы секций I и II трансформатора, что увеличивает выпрямленное напряжение от 1/2 Ud до 3/4 Ud в конце третьей зоны.
Работа преобразователя на четвертой зоне регулирования носит тот же характер, что и работа на второй зоне. Согласно алгоритму управления, в соответствующие полупериоды на тиристоры плеч VS7, VS8 подаются нулевые импульсы 0, на тиристорные плечи 3, 4 – задержанные по фазе импульсы 0З. Выпрямленное напряжение регулируется за счет изменения фазы импульсов р открытия тиристоров VS1 и VS2.
Таким образом, при минимальном значении угла регулирования р продолжительность совместной работы всех трех вторичных обмоток трансформатора наибольшая, при этом выпрямленное напряжение Ud достигает номинального значения Udн [13, 27, 50, 51].
Схемное решение, приведенное на рисунке 2.7, часто встречается в литературе в несколько другом виде, показанном на рисунке 2.12 [25].
Рисунок 2.12 – Принципиальная электрическая схема 4-зонного преобразователя Представим процесс регулирования напряжения в данной схеме на каждой зоне в несколько ином виде с помощью соответствующих временных диаграмм, приведенных на рисунках 2.13, 2.14. Режимы работы, помеченные в нижней части рисунка диаграмм: В – выпрямление; П – противоток; К – коммутация; 0 (НК) – нулевой контур.
На первых 180 эл. град. показана стадия запуска преобразователя. Включение преобразователя обеспечивается подачей управляющих импульсов на тиристор VS5 дважды в первых полупериодах сетевого напряжения. Установлено [51], что на высших II – IV зонах, при данном построении схемы, коммутация в каждом полупериоде должна осуществляться трижды. Сначала рассмотрим процессы, происходящие при переходе от плавного регулирования в зоне I к регулированию в зоне II. Например, в промежутке ток в цепи продолжает протекать в том же направлении, как и в предыдущем полупериоде (принадлежащем зоне I) через тиристоры VS4 и VS5 (рисунок 2.9). При 0 открывается тиристор VS6.
При этом образуется нулевой контур с тиристорами VS5, VS6, через которые замыкается ток двигателя и происходит коммутация в малом контуре (МК) VS4 – обмотка 2 – VS6, в процессе которой уменьшается ток через тиристор VS4 и возрастает через тиристор VS6.
iVS iVS iVS iVS Рисунок 2.13 – Диаграммы работы преобразователя на зоне По окончанию коммутации в указанном МК при 03 (или в момент, соответствующий минимальному углу регулирования p1 на первой зоне) на тиристор VS3 выдается задержанный импульс управления. Начинается коммутация тока между тиристорами VS5 и VS3, которая проходит по замкнутому МК VS5 – обмотка 2 – VS3. По окончанию коммутации осуществляется стационарное выпрямление отрицательной полуволны напряжения обмотки 2 тиристорами VS6 и VS3, т.е. формируется элемент кривой выпрямленного напряжения, соответствующий полной первой зоне выпрямления.
Регулирование напряжения во второй зоне осуществляется подачей управляющего импульса на тиристор VS1в момент p 2. При этом ток от тиристора VS переходит в тиристор VS1 в процессе коммутации по МК: VS3 – обмотка 1 – VS1.
Вызывает вопрос необходимость двойной коммутации с участием обмотки 2.
Действительно, коммутации можно было объединить одновременной подачей управляющего импульса в момент 0 на тиристоры VS6 и VS3. Но при стационарном регулировании внутри любой из высших зон образуется пара контуров коммутации, один из которых - малый (МК) является частью другого – большого (БК), а совместить две такие коммутации невозможно, так как коммутация сначала проходит по БК, под действием большего напряжения, до тех пор, пока напряжение на вторичной обмотке не упадет до нуля. Осуществить при этом коммутацию по МК невозможно. Это видно на примере коммутации внутри зоны II, когда в положительный полупериод ток протекает по тиристорам VS2 и VS (отрабатывается полная часть зоны II – таблица 2.1, рисунки 2.10 и 2.14).
В начале отрицательного полупериода напряжения вторичных обмоток ток продолжает какое-то время протекать через тиристоры VS2 и VS5 и, приблизительно через 9 эл. град. выдается импульс управления на тиристор VS6. При этом образуется НК и проходит коммутация по БК VS2 – обмотки 1 и 2 – VS6. По ее окончанию в момент 03 p1 выдается задержанный импульс управления на тиристор VS3 и проходит коммутация по МК VS5 – обмотка 2 – VS3. В момент времени p 2, определяемый необходимым уровнем напряжения, выдается импульс управления на тиристор VS1, и проходит коммутация по МК VS3 – обмотка 1 – VS1, после которой полное напряжение обмоток 1 и 2 прикладывается к нагрузке. Наличие двух совмещенных контуров разной величины сопровождает значительно большую часть работы преобразователя, чем ту ее часть, когда происходит граничный переход из зоны в зону (когда контуры равноценны).
Рисунок 2.14 – Диаграммы работы преобразователя на зоне II Работа преобразователя на третьей и четвертой зоне регулирования носит тот же характер, что и работа на второй зоне. Формирование импульсов напряжения на выходе преобразователя осуществляется согласно алгоритму управления в соответствующей таблице 2.1.
Осциллограммы выпрямленного напряжения для трех зон регулирования показаны на рисунке 2.8. Зависимость коэффициента мощности от среднего выпрямленного напряжения приведена на рисунке 2.15. Из этого графика видно, что низкие значения коэффициента мощности имеют место только при трогании электровоза и основную часть времени электровоз работает с достаточно высоким коэффициентом мощности.
Рисунок 2.15 – Коэффициент мощности при трехзонном амплитудно-фазовом Подробно рассмотрев работу классического четырехзонного преобразователя, можно отметить, что хотя эта схема и имеет преимущества по отношению к схемам описанным в первой главе, но и она не лишена недостатков.
Главный недостаток таких схем заключается в наличии двойного контура коммутации, когда один из контуров является частью другого, и требует общую задержку времени отпирания тиристоров на величину двойного угла коммутации.
Это уменьшает рабочую часть периода преобразователя, а также вызывает дополнительные искажения выпрямленного напряжения и несколько уменьшает энергетические показатели. Кроме того, данное схемное решение предполагает довольно сложный алгоритм управления тиристорами, обусловленный наличием двойного контура коммутации.
2.4 Совершенствование схемных решений и алгоритмов работы Для устранения описанных выше недостатков с помощью методов структурного синтеза [32, 58, 59, 94, 95] на кафедре Электротехнических комплексов НГТУ было разработано и предложено новое схемное решение, использующее в своей основе так называемую лестничную структуру [52 – 56]. Применение однофазного зонно-фазового регулятора (ОЗФР) лестничного типа позволит усовершенствовать регуляторы напряжения грузовых электровозов на переменном токе.
Схема ОЗФР с четырехзонным регулированием, показанная на рисунке 2.16, выполнима с использованием того же обмоточного материала трансформатора и не требует двойной коммутации. Помимо этого, для приведенной схемы ОЗФР лестничного типа требуется меньше управляемых вентилей; упрощается формирователь импульсов управления; сама схема симметрична (рисунок 2.16, а).
В предложенной схеме вентильная часть преобразователя, установленного на электровозе ВЛ80Р либо ВЛ85, упрощается [57, 96], а трансформаторное оборудование подлежит несложной переделке. Кроме того, упрощается сам алгоритм управления тиристорами, который приведен в рисунке 2.16, б.
Рисунок 2.16 – Четырехзонный преобразователь лестничного типа: а - принципиальная электрическая схема вторичных цепей, На данном рисунке показан алгоритм управления тиристорами для каждой зоны регулирования, в соответствие с которым было проведено экспериментальное исследование схемы [53, 56, 96]. В ходе экспериментов установлено, что данный преобразователь действительно обладает меньшей продолжительностью коммутационных процессов, по сравнению с выпрямителем с мостовой структурой. Однако при управлении мощной активно-индуктивной нагрузкой требуется предусматривать пути протекания тока Id, используя для этого либо дополнительный обратный диод, либо комбинации открытых тиристоров, например VS1+VS2+VS3 или VS5+VS6+VS7, поскольку индуктивный характер нагрузки препятствует естественному закрытию тиристоров.
Автором была поставлена задача – исключить удержание таких тиристоров в открытом состоянии при смене знака фазы или переходе на другую зону, а так же разработать новый, еще более простой алгоритм управления тиристорами.
Для решения поставленной задачи следует детально проанализировать работу тиристоров. Особый интерес представляют процессы коммутации на высоких зонах.
Для примера рассмотрим работу выпрямителя на второй зоне регулирования, когда положительная фаза подходит к концу. В этом случае ток должен завершить протекание по обмоткам w2(1) и w2(3) через диод VD1 и открытые тиристоры VS2 и VS4. Однако когда фазное напряжение пройдет через ноль, ток Id в цепи нагрузки из-за индуктивного характера ТЭД продолжит протекать по замкнутому контуру, что приведет к удержанию тиристора VS4 в открытом состоянии. Поэтому, когда в начале отрицательной фазы на второй зоне будут открыты тиристоры VS5 и VS6, ток потечет по обмоткам w2(2) и w2(4) через открытый тиристор VS4 в то время, когда необходимо подключить только обмотку w2(4) к ТЭД. Пути протекания токов по замкнутым контурам для рассмотренного случая (второй зоны регулирования), обусловленные наличием индуктивности нагрузки и обмоток трансформатора, показаны на рисунке 2.17, б.
Отсюда следует, что во время работы преобразователя на первой и второй зонах регулирования нельзя открывать более одного тиристора из группы трех тиристоров VS1, VS4 и VS5. Так как открытые тиристоры в эти моменты времени в дальнейшем практически не закроются естественным путем.
Рисунок 2.17 – Пути протекания токов по силовым цепям преобразователя Поэтому, для первой и второй зоны регулирования в каждой звезде, образованной из трех тиристоров, всегда должен быть один открытый тиристор, а значит, его роль может выполнять диод. Оптимальным вариантом замены тиристора на диод является замена среднего тиристора, так как он соединен с концами двух секций вторичных обмоток тягового трансформатора (рисунок 2.18, а). Электрическая схема с учетом замены диодов приведена на рисунке 2.18, б.
Рисунок 2.18 – Вариант замены тиристоров на диоды для четырехзонного ОЗФР с Преобразователь на первой зоне регулирования будет поочередно работать с двумя секциями вторичных обмоток тягового трансформатора. Для этого можно использовать любую из трехвентильных звезд, так как они симметричны и собраны на двух секциях вторичной обмотки тягового трансформатора.
Поскольку в каждой звезде из трех вентилей установлен один открытый диод (VD1 и VD2), то на первой зоне регулирования между катодом диода первой трехвентильной звезды и концом секции обмоток второй трехвентильной звезды (или между анодом диода второй трехвентильной звезды и концом секции обмоток первой трехвентильной звезды) следует предусмотреть проводящую цепочку из дополнительных тиристоров VS7 и VS8.
Электрическая схема возможного подключения дополнительных тиристоров VS7 и VS8 показана на рисунках 2.19, а и б.
Рисунок 2.19 – Варианты модернизации схемы четырехзонного ОЗФР с лестничной структурой В обоих предложенных вариантах преобразователя (рисунок 2.19, а, б) обеспечивается режим работы ОЗФР для первой зоны регулирования. Переход на вторую зону регулирования производится дополнительным подключением второй (или первой) трехвентильной звезды последовательно по отношению к исходной.
При этом секции обмоток тягового трансформатора, работающие на соответствующей зоне регулирования, принадлежат отдельным трехвентильным звездам (рисунок 2.20).
Данные варианты схем преобразователя полностью обеспечивают независимую работу секций обмоток в соответствующих зонах регулирования, при этом они исключают нежелательное удержание тиристоров в открытых состояниях при смене знака фазы или переходе на другую зону.
Рисунок 2.20 – Участки схем зонно-фазового регулирования Для работы на первой и второй зоне необходимо обеспечить независимые пути протекания тока по вторичным обмоткам одновременно. Поэтому крайние выводы обмоток w2(1), w2(2), и w2(3), w2(4), следует соединить тиристорами, предусмотренными именно для этих целей.
В результате получен усовершенствованный вариант ОЗФР для работы на первой и второй зоне регулирования, а также соответствующий алгоритм управления тиристорами (рисунок 2.21).
Рисунок 2.21 – Усовершенствованный четырехзонный ОЗФР с лестничной структурой: а – фрагмент электрической схемы вторичных цепей, б – алгоритм управления тиристорами для первой и второй зоны В соответствии с предложенной выше концепцией разделения схемы зоннофазового регулятора на участки в отдельности для каждой зоны и каждого полупериода автором был разработан окончательный алгоритм управления тиристорами.
Итоговая схема усовершенствованного ОЗФР лестничного типа [97 – 99], предложенная автором, приведена на рисунке 2.22.
Схемное решение данного преобразователя лежит в основе модернизации существующего классического четырехзонного преобразователя электровоза ВЛ85. Лишенный двойных контуров коммутации, новый преобразователь обеспечит сокращение продолжительности коммутационных процессов на 9-120. При этом силовая часть усовершенствованного ОЗФР лестничного типа будет целиком построена на элементной базе прежнего мостового ОЗФР.
Рисунок. 2.22 – Усовершенствованный вариант четырехзонного ОЗФР Более подробному исследованию особенностей переходных процессов и анализу энергетических показателей предложенного преобразователя посвящена следующая глава диссертационной работы.
Выводы по второй главе Проведено исследование ОЗФР и выявлены характерные особенности режимов работы, показывающие пути их дальнейшего совершенствования.
Показано, что в основе построения известных схемных решений зоннофазовых регуляторов лежат схемы однофазных нулевых и мостовых выпрямителей. Используя принцип системного подхода, можно изучить особенности работы любых ОЗФР, представляя их на каждой рабочей зоне как совокупность схемных решений однофазных управляемых выпрямителей.
Изучены коммутационные процессы в однофазных управляемых выпрямителях, и с учетом общепринятых допущений определена продолжительность одного простого коммутационного периода, которая для ОЗФР, рассчитанных на совместную работу с ТЭД грузовых электровозов, составит порядка 90 – 120.
Именно эта продолжительность является минимальной и определяет, главным образом, энергетические показатели всего устройства в целом и характеризует степень совершенства любого ОЗФР.
Доказано, что известные схемы мостовых четырехзонных преобразователей имеют существенный недостаток, который заключается в наличии двойного контура коммутации, когда один из контуров является частью другого. Это приводит к продолжительному коммутационному периоду и общей задержки времени отпирания тиристоров на величину двойного угла коммутации. В результате рабочая часть периода преобразователя дополнительно сокращается на 9-120, вызывая дополнительные искажения кривой выпрямленного напряжения, и уменьшает энергетические показатели в целом.
Предложен усовершенствованный вариант ОЗФР, в основе которого лежит однофазный лестничный четырехзонный преобразователь, не требующий увеличения задержки времени на открытие тиристоров, поскольку он не образует двойных контуров коммутации. Данный преобразователь рекомендован для модернизации существующего мостового четырехзонного ОЗФР электровоза ВЛ85, поскольку он целиком построен на его элементной базе.
При этом вентильная часть и трансформаторное оборудование ОЗФР подлежит несложное переделке, после чего энергетические показатели электровоза будут улучшены на величину, определяемой сокращением одного коммутационного периода в 90 – 120.
«