ВЫБОР СПОСОБА РЕГУЛИРОВАНИЯ ПОДВОДИМОГО К ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЮ НАПРЯЖЕНИЯ

Проведенный выше сравнительный анализ целесообразности применения ключей с различной элементной базой для нужд тяги при различных способах регулирования показал приоритетность использования различных полупроводниковых приборов. Вместе с тем очень важно определить и способ регулирования в соответствии с требованиями электромагнитной совместимости источника питания и тягового электродвигателя по напряжению.

В силу сложившейся традиции подвижной состав безрельсового транспорта оснащался тяговыми электродвигателями с номинальным напряжением, равным напряжению источника питания, что позволяло относительно просто управлять им. На рельсовом транспорте, где тяговый привод является многодвигательным, номинальное напряжение двигателя равно половине напряжения источника питания, что привело к необходимости применять при реостатном способе управления последовательное включение двух двигателей в сильноточных цепях привода.

Надежность работы тягового привода транспортного средства оценивается, прежде всего, по его способности сохранять тяговое или тормозное усилие при выходе из строя того или иного оборудования, обеспечивающего питание тягового двигателя. Применяющиеся при реостатном способе регулирования перегруппировки двигателей с последовательного на последовательно-параллельное соединение неизбежно сопровождаются кратковременной полной или частичной потерей тягового усилия в момент переключения. Переход к импульсному способу регулирования позволяет частично избежать этого явления. Вместе с тем замена способа регулирования не решила этой проблемы полностью. Действительно, последовательное соединение двигателей, рассчитанных на половинное напряжение, приводит к появлению нежелательных явлений (рис. 1.17, а):

• • выход из строя одного электродвигателя влечет за собой отключение цепи из двух последовательно включенных электрических машин, в том числе и исправного двигателя;
• • при потере сцепления одной из колесных пар тяговое усилие уменьшается не только на буксующей оси, но и на колесной паре, связанной с двигателем, включенным в силовой цепи последовательно с буксующим.

Рис. 1.17. Схемы соединения двигателей

Кроме того, как и в схеме с реостатным пуском, в силу различия электромеханических характеристик тяговых электродвигателей угловые скорости вращения колесных пар, а следовательно, и линейные скорости на ободе их колес различны и не равны линейной скорости подвижного состава (рис. 1.17, б). При этом обе колесные пары проскальзывают по рельсу: одна колесная пара проскальзывает с буксованием, вторая - с юзом, что приводит, во-первых, к дополнительным потерям энергии и износу бандажей и, во-вторых, к появлению усилий сжатия (растяжения) в рамах ходовых частей [13].

Для исключения этих явлений в многодвигательном приводе целесообразно применять индивидуальное управление (питание) тяговыми электродвигателями, чему способствует использование полупроводниковых преобразователей (рис. 1.17,6). В этом случае выход из строя одного ключа либо тягового электродвигателя (рис. 1.17, в) приведет к снижению тягового усилия лишь на 25 % по сравнению с нормальным режимом работы. Движение же колесных пар осуществляется без проскальзывания.

Применение на электрическом транспорте систем импульсного регулирования подводимой к тяговому двигателю энергии дает возможность получить по сравнению с широко распространенной и заменяемой в настоящее время реостатно-контакторной системой ряд преимуществ, основные из которых:

• • более плавный пуск и разгон подвижного состава с предельным по условиям сцепления тяговым усилием;
• • увеличение реализуемой тяговым двигателем мощности (до 10 %) за счет стабилизации питающего напряжения и уменьшения пульсации тока;
• • экономия электроэнергии при пуске (до 50 %) и за счет рекуперативного торможения.

Поскольку к настоящему времени наибольшее распространение получили тиристорно-импульсные преобразователи постоянно-постоянного тока с частотно- и широтно-импульсным способом регулирования питающего напряжения, сопоставим эти способы. При всем многообразии схемных решений в подавляющем большинстве их лежат схемы однофазных регуляторов с узлом емкостной коммутации SCR-тиристоров.

Отличительной особенностью условий работы тягового электрооборудования, в том числе и преобразователей, по сравнению с общепромышленным является не только широкий диапазон изменения воздействующих на него климатических факторов, но и непрерывно меняющийся уровень питающего напряжения, который, например для подвижного состава трамвая, может изменяться от 400 до 720 В при номинальном его значении на фидере тяговой подстанции 600 В.

Специфические условия работы тяговых двигателей предопределяют ряд требований к преобразователям, основные из которых:

• • обеспечение двигателя питанием во всем диапазоне изменения скоростей и тяговых усилий, ограниченном автоматической характеристикой максимального ослабления поля, предельным по сцеплению тяговым усилием и максимальной по условиям «Правил технической эксплуатации» скоростью движения подвижного состава;
• • возможность реализации любого закона v = fit) как при порожнем, так и при максимально нагруженном подвижном составе;
• • возможность обеспечения режима рекуперативного или рекуперативно-реостатного торможения во всем диапазоне скоростей движения подвижного состава вплоть до остановки.

Выбор того или иного способа регулирования влияет, как будет показано ниже, не только на массогабаритные показатели преобразователей в целом, которые помимо собственно статического регулятора включают в себя и фильтровые устройства, но и на их схемное решение. В условиях ограниченности свободного пространства на подвижном составе, а также лимита по весу устанавливаемого оборудования габариты и масса входящих в преобразователь компонентов могут оказаться решающим фактором при выборе как способа регулирования, так и схемы регулятора.

Для определения областей применения частотного и широтного способов регулирования необходимо оговорить условия и критерии оценок, по которым они будут сравниваться. Условиями, в которых производится их сравнение, следующие:

• • равенство напряжений источника питания (контактной сети);
• • равенство мощностей тяговых двигателей;
• • одинаковая элементная база преобразователей;
• • опосредованное сравнение через параметры преобразователей и обеспечивающих их работу фильтровых устройств.

В качестве критериев сравнительных оценок используются:

• • массогабаритные показатели преобразователей (которые могут быть оценены косвенно по количеству силовых полупроводниковых приборов, входящих в схему);
• • массогабаритные показатели фильтровых устройств (которые могут быть оценены также косвенно по номинальным величинам емкостей конденсаторов и индуктивностей дросселей);
• • стоимостные показатели преобразователей в целом (которые могут быть оценены по количеству однотипных элементов).

Безусловным при сравнении преобразователей является требование обеспечения одинаковой зоны рабочих режимов двигателей. На рис. 1.18 представлена зона рабочих режимов двигателя постоянного тока последовательного возбуждения. Характерными для нее являются: точка а - определяется током трогания подвижного состава; б - соответствует максимальному току двигателя; в - точка выхода на автоматическую характеристику при максимальном токе; г - точка ограничения автоматической характеристики по максимальной скорости подвижного состава; д - точка ограничения скорости при минимальной длительности импульса.

Рис. 1.18. Зона рабочих режимов тягового двигателя подвижного состава

При частотном способе максимального значения частота регулирования достигает в точке в, а минимального - в точке а или д. Если при этом напряжение двигателя равно напряжению питания, то в точке в импульсы длительностью следуют один за другим без пауз, т. е. /р_ег = /max⁼ 1 lt_H. При широтном способе в точке в длительность импульса практически равна периоду, а минимального значения она достигает в точке а или д.

Таким образом, предметом исследования являются:

• • область применения в тяговом электроприводе частотного и широтного способов регулирования питающего напряжения;
• • анализ влияния схемных решений преобразователей на зону рабочих режимов тяговых двигателей подвижного состава;
• • определение параметров элементов преобразователей;
• • определение закона изменения выходного напряжения регуляторов для нужд электрической тяги.

На рис. 1.19 показаны однофазные схемы частотно- (схема а) и широтно-импульсного (схема б) регуляторов, выполненные на тиристорах, а также диаграммы мгновенных значений токов и напряжений на элементах схем, которые используются при расчете их параметров [17, 18]. Расчет основных параметров элементов преобразователей заключается в выборе силовых полупроводниковых приборов по напряжению, току и рабочей частоте, в расчете величин емкости коммутирующего конденсатора и индуктивности дросселя.

Рис. 1.19. Однофазные схемы частотного (а) и широтного (б) регуляторов

При анализе электромагнитных процессов, протекающих в обеих схемах, выясняется, что прикладываемое к силовым полупроводниковым приборам напряжение - одинаковое и класс приборов по напряжению выбирается из условия U_Kn = k_3anU_3n (U_3n - напряжение на элементе согласно диаграмме, к_зт = 1,2 - коэффициент запаса). Равенство мощностей двигателей и их номинальных напряжений приводит к тому, что протекающие в якорях машин токи одинаковы, а следовательно, тиристоры фаз должны коммутировать одинаковые токи, величина которых , где h - часовой ток мотора. Величина емкости

конденсатора узла коммутации определяется из условия запирания тиристора при самых неблагоприятных условиях - максимальном токе мотора и минимальном напряжении на конденсаторе [18]:

где - время, предоставляемое схемой для восстановления

запирающих свойств тиристора;

^выкл - паспортное время выключения тиристора.

Величина индуктивности дросселя коммутирующего контура выбирается такой, чтобы при максимальной рабочей частоте преобразователя не происходило перегрева р-я-перехода тиристора фазы. При использовании в схемах одинаковых тиристоров и частоты работы преобразователей, равной по величине максимально допустимой для тиристоров, в соответствии с диаграммами токов фаз для частотного регулятора при максимальной частоте регулятора (когда импульсы следуют непрерывно) средняя величина тока через тиристор

где ?_Пер - время колебательного перезаряда коммутирующего конденсатора;

1с - амплитуда перезарядного тока конденсатора.

С другой стороны, величина допустимого по условиям перегрева /?-я-перехода тиристора среднего тока [19]

где (/vs - пороговое напряжение тиристора;

r_vs - дифференциальное сопротивление тиристора;

[Г_доп] - допустимая температура /?-я-перехода;

Т_а - температура окружающей среды;

R_T - переходное сопротивление р-я-переход тиристора-окружаю- щая среда.

Величина индуктивности коммутирующегодросселя может быть определена из условия Тогда

В широтно-импульсном регуляторе величина индуктивности определяется из условия обеспечения минимальной длительности импульса, которая соответствует точке 1 зоны Длительность импульса (см. рис. 1.11), равная обеспечивается

величиной индуктивности

где Гд_В - сопротивление якорной цепи двигателя;

- время разряда до нуля конденсатора, заряженного до максимального напряжения источника питания [величина емкости конденсатора рассчитывается по формуле (1.8)].

Своего максимального значения средняя величина тока Iys, протекающего через тиристор фазы, достигает, как и в схеме частотного регулятора, в точке 4, но для нее

Поскольку величина ?_пер в схеме широтно-импульсного регулятора существенно меньше, чем в схеме частотного, амплитуда тока 1с в ней больше и проверку на перегрев p-w-перехода тиристора необходимо делать для момента времени окончания протекания 1_С. Тогда величина среднего тока тиристора

При сравнении (1.9) и (1.10) выясняется, что второе слагаемое подкоренного выражения (1.10) при реальных параметрах силовых полупроводниковых элементов отличается от аналогичного слагаемого (1.9) не более чем на 5... 10 %. Поэтому с достаточной для инженерных расчетов точностью можно положить равными значения допустимых средних токов тиристоров в обеих схемах.

Для оценки параметров фильтровых устройств в обеих схемах необходимо определить минимальную частоту работы преобразователей [20]. В широтно-импульсном она равна а в частотноимпульсном, как указывалось выше, - (см. рис. 1.11).

Для определения величины частоты регулирования в точке 1 воспользуемся известным соотношением [21]

в соответствии с которым:

• для точки 1 выражение преобразуется к виду

где - ток трогания экипажа;

• для точки 2 (когда скорость еще достаточно мала и можно положить с Фу « 0 ) -

• для точки 4 -

где v_nn - скорость выхода на автоматическую характеристику (в зависимости от типа используемых ТЭД она колеблется от 14 до 20 км/ч). Полагая величину t_H= const и воспользовавшись (1.12), имеем:

• для точки 1

• для точки 2 откуда

Соотношения частот регулирования для точек 2 и 4 можно получить на основе выражений (1.12) и (1.13). Положим в (1.12) /_ПускГд_В = 0, что вполне приемлемо для инженерной точности расчетов, так как у существующих типов ТЭД /_пг_дв ~ (0,05...0,08)?/_ПИт- Учитывая, что в точке 2 скорость экипажа не превышает величины V2 = 1...2 км/ч, получаем

и

откуда

При одинаковой величине индуктивности дросселя фильтра L величина емкости конденсатора входного фильтра, определяемая соотношением

для частотно-импульсного регулятора в 40...50 раз больше, чем в широтно-импульсном, т. е. и массогабаритные, и стоимостные показатели фильтровых устройств несоизмеримы.

При использовании в схеме частотного регулирования двигателя одинаковой мощности, но рассчитанного на половинное напряжение, и одинаковой элементной базы величина среднего тока через тиристор . Величина допустимого по условиям нагрева

среднего тока тиристора

Поскольку частота работы преобразователя в точке в уменьшилась по сравнению с предыдущим вариантом вдвое, ее можно вдвое увеличить, так как это позволяет сделать рабочая частота полупроводниковых приборов. Увеличение частоты приводит к необходимости уменьшать вдвое длительность импульса, которая теперь определяется как и при неизменном значении t_cx - к уменьшению величины t_nep.

Таким образом, в точке а зоны частота повышается также в два раза, а величина емкости конденсатора входного фильтра в соответствии с (1.14) уменьшается вчетверо, оставаясь недопустимо большой в сравнении с широтным вариантом. Поэтому, несмотря на большее количество полупроводниковых приборов фазы широтного преобразователя (в 3 раза), его схема предпочтительней, так как суммарные массогабаритные показатели (с учетом фильтра) преобразователя в целом существенно меньше, чем для схемы частотного.

Однако при увеличении количества фаз частотного преобразователя до трех (с целью выравнивания схем по количеству полупроводниковых приборов) и применении сдвига по фазе между ними частота работы фильтра повышается втрое, а величина емкости его конденсатора еще уменьшается в девять раз и становится близкой по значению к конденсатору широтного варианта, т. е. вполне конкурентоспособной.

Увеличение количества фаз преобразователя приводит к необходимости уменьшать длительность импульса, продолжительность которого сокращается в шесть раз по сравнению с первоначальной. Вместе с тем длительность импульса в частотном варианте преобразователя при трехфазной схеме в 2...3 раза больше по сравнению с широтным, а следовательно, тиристоры частотного преобразователя работают в более «мягком» режиме. При переходе к четырехфазной схеме с общим узлом емкостной коммутации (рис. 1.20), несмотря на некоторый проигрыш в количестве силовых полупроводниковых приборов, частотный преобразователь становится предпочтительнее, поскольку:

• • массогабаритные и стоимостные показатели фильтровых устройств в обеих схемах практически одинаковы;
• • массогабаритные и стоимостные показатели собственно преобразователей почти одинаковы (некоторое увеличение количества тиристоров в частотном варианте может быть скомпенсировано переходом на слаботочные того же типа, так как их токовая нагрузка меньше, чем у тиристора в широтном варианте исполнения);
• • частота пульсации (и размах) выходного напряжения, т. е. на коллекторе тягового двигателя, существенно меньше, что улучшает условия его работы;

Рис. 1.20. Схемные решения преобразователей

• надежность работы преобразователя, определяемая как способом запирания тиристоров, так и количеством фаз в нем, выше, чем у широтного.

Сравнивая возможности применения частотного и широтного регуляторов в схемах питания тяговых двигателей подвижного состава, нельзя не заметить, что на рельсовом транспорте преимущественное распространение получили двигатели с напряжением на коллекторе, равным половине питающего, которые соответствуют последнему из рассмотренных вариантов. Если при этом учесть, что мощность двигателя на экипаже равна половине от рассмотренной в последнем варианте, то преимущества частотного варианта преобразователя возрастают еще и потому, что:

• • четырехфазный преобразователь можно использовать для питания двух тяговых двигателей, соединенных параллельно (такое схемное решение повышает противобуксовочные свойства транспортного средства);
• • разбиение четырехфазного преобразователя (рис. 1.20) на два двухфазных (с добавлением еще одного узла коммутации) повышает надежность работы не только преобразователя, но и тягового оборудования в целом (так как выход из строя одной фазы преобразователя или одного тягового двигателя приводит к меньшей потере тягового усилия, чем в схеме широтного варианта);
• • при снижении величины питающего напряжения до минимального уровня в схеме с широтным способом мощность тягового двигателя не реализуется полностью, так как напряжение на коллекторе двигателя не достигает номинального значения (см. рис. 1.11).

Анализ возможностей использования преобразователей с тем или иным схемным решением будет неполным, если не исследовать соответствие их выходных характеристик зоне рабочих режимов тягового двигателя. За отправную точку исследований принимается точка 3 зоны рабочих режимов (см. рис. 1.11). Она стала исходной потому, что именно в ней напряжение на коллекторе тягового двигателя становится равным номинальному, а частота работы регулятора достигает максимального значения.

В частотно-импульсном регуляторе изменение частоты работы преобразователя следует производить в функции тока ТЭД и скорости экипажа [21, 22]. Для построения закона регулирования необходимо рассмотреть более детально, от чего зависит длительность импульса t_H. Согласно диаграммам рис. 1.19, я

где - время перезаряда коммутирующего конденсатора;

- время запирания тиристора и заряда С от О

до U_nm.

Из формулы (1.15) видно, что 1_И - величина непостоянная, зависящая от тока ТЭД. После достижения автоматической характеристики (кривая С/д_Вном на рис. 1.21) и дальнейшего разгона экипажа ток мотора уменьшается, что приводит к увеличению длительности /₃ и, как следствие, и увеличению /_и. При сохранении частоты регулирования это приводит к возрастанию подводимого к ТЭД напряжения (кривая U/ш рис. 1.21), что недопустимо. Поэтому по мере разгона подвижного состава необходимо либо стабилизировать значение t_H, либо снижать частоту работы преобразователя. Первое достигается аппаратными средствами путем применения цепей ускоренного перезаряда С. Но этот способ, во-первых, не позволяет достичь жесткой стабилизации (?_и, как было показано в схеме широтно-импульсного регулятора, продолжает увеличиваться, хотя и в меньшей степени); во-вторых, ведет к усложнению и удорожанию преобразователя. Второй способ более привлекателен, поэтому рассмотрим его подробнее.

Рис. 1.21. Пусковые характеристики при различных U

Представив выражение (1.15) в виде

и используя (1.16), проанализируем влияние изменения /_дв и v на величины t_n и f_p. Из (1.16) следует, что функция ф_дв) носит гиперболический характер. Зависимость и_дв(у) - более сложная: первая составляющая выражения (1.16) зависит от г_дв линейно; вторая - нелинейно от /_дв (что связано с кривой В{Н) намагничивания стали) и линейно от v. Решая совместно (1.11) и (1.16) и учитывая, что кривая Ф(/_дв) может быть представлена в виде

получаем выражение для закона регулирования

который носит трансцендентный характер.

На участках а-6 и e-г пусковой диаграммы трансцендентный характер зависимости проявляется в полной мере. На участке б-e закон регулирования носит линейный характер и приводится к виду

где

Кривая зависимости f_p(v) представлена на рис. 1.22.

В широтно-импульсном регуляторе длительность импульса определяется суммой трех периодов: /_пер - временем проводящего состояния

Рис. 1.22. Зависимость^,(v)

тиристора, когда через него протекает ток двигателя и ток перезаряда коммутирующего конденсатора; t_№ - временем проводящего состояния тиристора, когда по нему протекает только ток мотора; 2t_pa3p - временем разряда коммутирующего конденсатора током мотора до нуля и перезаряда его до напряжения источника питания (7_И = /_Пер + (д_В + 2t_pa3p). Длительность /_пер зависит от параметров С и L, t_pa3p - от величины питающего напряжения и тока двигателя (см. выше) при принятом С, а /_дв — от величины напряжения, которое необходимо подать на двигатель (в точке в рис. 1.18 она максимальна, в точке а равна нулю). Если первое слагаемое - величина неизменная в любой точке зоны рабочих режимов, то третье изменяется в широких пределах. Так, при постоянстве тока двигателя (кривая б-в) изменение питающего напряжения на токоприемнике подвижного состава трамвая от минимального до максимального значения приводит к двукратному изменению его длительности. При переходе от точки б к точке а зоны уменьшение тока мотора в 4... 5 раз увеличивает длительность t_pa3р, что приводит к возрастанию а следовательно, и 7^, а это недопустимо. Уменьшать /_хр можно либо увеличением Т_Р, что нежелательно, так как это приводит к недоиспользованию тиристора по частоте с вытекающими отсюда последствиями, либо сокращением /_разр. Последнего достигают обычно схемным путем, стабилизируя время разряда включением дополнительных контуров ускоренного перезаряда коммутирующего конденсатора С. Наиболее эффективно применение тиристорного контура ускоренного перезаряда (рис. 1.23). Индуктивность дросселя L контура определяется исходя из величины допустимой амплитуды тока перезарядного тиристора VS1(VS2), рассчитанной по условию нагрева /?-«-перехода. Однако даже применение такого контура не позволяет полностью

исключить влияние уменьшения коммутируемого тока на длительность времени перезаряда (рис. 1.23). При движении по автоматической характеристике (кривая в-г на рис. 1.18) по мере разгона подвижного состава ток тягового двигателя снижается, что, так же как и при движении по кривой а-б, приводит к увеличению /_разр и необходимости его стабилизации. Необходимость стабилизации усугубляется тем фактом, что длительность импульса достигла величины периода регулирования и схема не обеспечивает запаса времени на полный перезаряд коммутирующего конденсатора, а это неизбежно приведет к срыву процесса регулирования. Поскольку, как отмечалось выше, достичь абсолютной стабилизации времени разряда не удается, в качестве вынужденного решения приходится прибегать к понижению частоты регулирования, которое тем значительнее, чем существеннее уменьшение тока двигателя.

Рис. 1.23. Схема и диаграммы напряжений цепи ускоренного перезаряда

При движении по линии ограничения скорости подвижного состава (кривая г-д) уменьшается длительность импульса, что позволяет постепенно поднять частоту регулирования до первоначального значения. В точке д, положение которой на кривой определяется величиной тока тягового двигателя из условия равенства силы тяги силам сопротивления движению (F_Tar = fV_Con_P), длительность импульса становится минимальной.

На рис. 1.24 показаны зона рабочих режимов тягового двигателя и кривые предельных зависимостей Г(г) и /_и(у) для широтного wf_vei{v)-

для частотного регуляторов, позволяющих осуществлять движение экипажа по кривой а-б-в-г-д. Там же приведены кривые зависимости изменения длительности импульса при реализации предельной по условиям сцепления силы тяги и предельные кривые закона регулирования частоты в функции напряжения питания. Для построения использовались зависимости /„(/), /(/), а также электромеханические характеристики F(I), v(7) тяговых электродвигателей.

Рис. 1.24. Кривые предельных зависимостей Т(у) и f_H(v)

Проведенный сравнительный анализ целесообразности применения различных способов регулирования для нужд тяги показал, что:

• • при использовании на подвижном составе тяговых двигателей с номинальным напряжением, равным напряжению источника питания, предпочтение следует отдавать широтно-импульсным преобразователям, а при напряжении двигателя, равном половине напряжения источника питания, - частотно-импульсным;
• • при определении параметров элементной базы преобразователей необходимо оперировать предельными значениями величин токов и напряжений в схемах согласно диаграммам их мгновенных значений с использованием рекомендованных коэффициентов запаса;
• • применение в схемах преобразователей контуров стабилизации времени перезаряда коммутирующего конденсатора не позволяет достичь этой цели в полной мере, вследствие чего после достижения автоматической характеристики необходимо уменьшать частоту регулирования как при широтном, так и при частотном способе управления;
• • аналитические выражения законов регулирования носят трансцендентный характер, а графическое выражение представлено на рис. 1.24;
• • использование на подвижном составе тяговых двигателей с номинальным напряжением, равным напряжению источника питания, позволяет реализовать заложенную в них мощность полностью при любом способе регулирования только при напряжениях источника не ниже номинального напряжения двигателя. При использовании двигателей с меньшим номинальным напряжением - всю зону.

Последнее условие практически не выполняется. В качестве примера следует привести разброс величины питающего напряжения в контактной сети троллейбуса: при номинальном напряжении на токоприемнике в 550 В (равном номинальному напряжению мотора) минимально допустимое составляет лишь 400 В. Столь значительное в сравнении с общепромышленным приводом снижение питающего напряжения ведет не только к потере подвижным составом динамических показателей, но и утяжелению режима работы электрооборудования, включая и полупроводниковый преобразователь.