Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ исследований и практических разработок по системам рекуперации 7
1.1. Общая теория систем рекуперативного торможения 7
1.2. Теория систем рекуперативного торможения при импульсном регулировании 26
1.3. Обзор практических разработок по электрическому торможению на эксплуатируемых электропоездах 34
1.4. Система рекуперативного торможения для перспективного электропоезда с АТД (ЭД6) 43
1.5. Цель исследований 48
2. Анализ электромагнитных процессов при импульсном регулировании тяговых электродвигателей в режиме рекуперативного торможения 54
2.1. Характерные зоны импульсного регулирования тягового электропривода 54
2.2. Обоснование метода расчета квазистационарных процессов импульсного регулирования 56
2.3. Расчет для зоны низких скоростей 59
2.4. Расчет для зоны высоких скоростей 60
3. Энергобаланс электропоезда при рекуперативном торможении 65
3.1. Полный энергобаланс электропоезда в условиях коротких перегонов 65
3.2. Энергобаланс в процессе рекуперативного торможения 73
3.3. Расчет затрат кинетической энергии поезда на преодоление основного сопротивления движению в процессе торможения 75
4. Уточненньій расчет потерь рекуперируемой энергии в основных элементах силовой цепи поезда
4.1. Колесно-редукторный блок 78
4.2. Тяговый электродвигатель в генераторном режиме 83
5. Статистический анализ энергозатрат и возврата энергии в пригородном сообщении 114
5.1. Статистическая оценка режимов движения электропоездов в Московском ж.-д. узле 114
5.2. Расчет затрат и возврата энергии по статистическому распределению... 125
5.3. Определение возможных значений коэффициента возврата 126
6. Анализ возможных значений избыточной энергии рекуперации 129
6.1. Расчет значений избыточной энергии 129
6.2. Возможные варианты использования избыточной энергии 132
7. Экономическая эффективность безреостатного пуска и рекуперативного торможения 138
Заключение 150
Список использованных источников
- Обзор практических разработок по электрическому торможению на эксплуатируемых электропоездах
- Обоснование метода расчета квазистационарных процессов импульсного регулирования
- Энергобаланс в процессе рекуперативного торможения
- Тяговый электродвигатель в генераторном режиме
Обзор практических разработок по электрическому торможению на эксплуатируемых электропоездах
Обеспечение безопасных режимов работы коллекторно-щеточного аппарата таким образом обуславливает необходимость уменьшения тока якоря с ростом скорости движения. Ток якоря в режимах ограничения обоих параметров, определяющих напряженность работы коллекторно-щеточного аппарата - реактивной э.д.с. ег и напряжения ем - должен изменяться приблизительно обратно пропорционально изменению скорости движения. При этом если постоянно подведенное к машинам напряжение, то по такому же закону изменяется и реализация им мощности, а следовательно и сила тяги или электрического торможения обратно пропорциональна v2. Поэтому уменьшение сил тяги или торможения в зоне III тяговой и тормозной областей происходит более интенсивно, чем в зоне И, где оно обратно пропорционально скорости движения.
В ряде случаев зона III тяговой и тормозной областей предельным значением одного из параметров: ем или ег. Для э.п.с. с компенсированными тяговыми машинами, как правило ограничение по evi лежит выше ограничения по еги поэтому определяющим параметром является ег. Возможно также, что оба эти параметра в определенной последовательности ограничивают тяговые и тормозные области в зоне III. Иногда по результатам испытаний ограничение по степени искрения задается кривой, отличной от кривой, соответствующей ег. Несмотря на то, что оно не соответствует общепринятым теоретическим представлениям о коммутации электрических машин. В таких случаях силу тяги или торможения в зоне III приходится ограничивать полученными экспериментально значениями. Как правило, экспериментальные значения лежат ниже теоретических.
Потенциальные тяговые и тормозные возможности современного э.п.с. используются неудовлетворительно даже при работе по расчетным ограничениям сил тяги и торможения. Наибольшая мощность электрооборудования реализуется только в узком диапазоне скоростей VHV v ,e а предельная по условиям сцепления сила тяги или электрического торможения - только до скорости Vv,,,,. Основным элементом, определяющим тяговые и тормозные возможности э.п.с. в зонах II и III, является тяговая машина, возможности увеличения габаритов которой при индивидуальном приводе колесных пар ограничены. Имеются резервы увеличения мощности остального электрооборудования.
В зоне I ограничения сил тяги и торможения определяются соответствующими зависимостями коэффициента сцепления от скорости движения Mr (v). По известным зависимостям (v) может быть рассчитана зависимость сил тяги и торможения от скорости движения F = 770(v), (1.5) где П0 -нагрузка от оси на рельс, тс. Принципиально в процессе регулирования сил тяги и торможения по расчетному значению коэффициента сцепления может наступить ограничение по любому другому параметру: току якоря 1Я, реактивной э.д.с. ег или максимальному напряжению еи.
В процессе регулирования напряжения целесообразно устанавливать наибольший ток возбуждения, т.к. это уменьшает скорость движения, при которой достигается полное напряжение на коллекторах машин и, следовательно улучшаются энергетические показатели работы э.п.с; снижаются потери в пусковых резисторах. При наибольшем токе возбуждения машины насыщены, поэтому реакция якоря слабо влияет на результирующий ток возбуждения. К тому же поток якоря изменяется незначительно. Поэтому поток возбуждения можно считать постоянным. Если известен поток возбуждения, зависимость тока якоря от скорости движения можно найти, вычислив по формуле (1.5) силу тяги или торможения и определив ток якоря 30»-Г-Р„.а.Ь н /j-N-p-Ф На э.п.с. с ручным регулированием сил тяги и торможения машинист поддерживает их значение на требуемом уровне, ориентируясь по току якорей. Системы автоматического регулирования (САР), применяемые на пригородных электропоездах также обычно строят используя принцип сравнения заданного и истинного значений токов якорей с последующим воздействием сигналом рассогласования на устройство регулирования напряжения. При ступенчатом регулировании напряжения это осуществляется изменением сопротивления пускового резистора. При плавном регулировании изменяется напряжение на выходе соответствующего статического преобразователя.
Для расчета параметров систем регулирования, построенных на принципе сравнения заданного и истинного значений токов якорей достаточно иметь рассчитанную по формуле (1.6) зависимость тока якоря от скорости движения. Но САР сил тяги и торможения могут быть построены также на принципах сравнения заданного и истинного значений напряжения на коллекторах тяговых машин или сопротивления пускового реостата с расчетным. В этом случае необходимо определить зависимости соответствующих величин от скорости движения.
Обоснование метода расчета квазистационарных процессов импульсного регулирования
При заданном максимальном значении тормозного тока система управления и вспомогательные цепи запирания ТИРа (конденсатор Ск и тиристор Т2) осуществляют принудительное запирание тиристора ТІ. В этот момент суммарная э.д.с. цепи двигателей благодаря наличию э.д.с. самоиндукции обмоток и реактора превышает э.д.с. АБ, и через разделяющие диоды и батарею начинает протекать убывающий зарядный ток. Когда зарядный ток становится равным заданному минимальному, система управления вновь дает сигнал на отпирание тиристоров ТІ и происходит следующий цикл короткого замыкания, при котором в обмотках ТЭД снова накапливается необходимая электромагнитная энергия.
Торможение с применением ТИРа позволяет рекуперировать электроэнергию почти до остановки поезда с сохранением постоянного тормозного усилия. При рекуперации регулирование происходит под контролем датчиков тока ДТ1 и ДТ2, включенных последовательно с двигателями. Если скорость начала торможения велика, и э.д.с. двигателей больше э.д.с. АБ, то происходит плавное ослабление поля тяговых двигателей при помощи специальных тиристорных импульсных регуляторов (не показаны), чтобы в период заряда батареи ток двигателя не возрастал и не происходило неконтролируемого самовозбуждения тягового двигателя. Испытания опытной секции СР3-А6МТ были проведены на Рижском узле. Поезд весом 353 т имел составность 2(П+М+П). Испытания показали, что ТИР обеспечивает плавное регулирование скорости, надежную реализацию тягового усилия при нормальных средних пусковых токах (140 - 145 А при питании от КС и 180 А при питании от АБ), а также позволяет повысить средний пусковой ток до 200 - 210 А. величина пульсаций тока тяговых двигателей составляет ±10%.
В отличие от секции СРз-А6МТ схемой электропоезда ЭР2-А6 предусматривается выполнять рекуперативное торможение двумя ступенями. С максимальной скорости движения до скорости 60 - 70 км/ч (1 ступень) рекуперация осуществляется с самовозбуждением ТЭД и регулировкой поля двигателей. Для возбуждения тяговых двигателей применяется кратковременный режим предварительного реостатного торможения. Со скорости 60 - 70 км/ч почти до остановки поезда (2 ступень) рекуперация происходит с самовозбуждением тяговых двигателей способом короткого замыкания при полном поле тяговых двигателей.
МЛРЗ подготовил опытный электропоезд постоянного тока на напряжение 3000 В с частотно - импульсным тиристорным управлением в режимах тяги и рекуперативного торможения на базе серийного электропоезда ЭР1.
Силовая схема поезда предусматривает три режима работы: а) Плавный пуск с неизменным заданным пусковым током; б) Движение электропоезда на любой из естественных характеристик, расположенных в зоне ограничений: максимальным током двигателей, максимальной мощностью, максимальном напряжении на двигателях (1650 В при ослаблении возбуждения 50 %) и максимальной скоростью движения; в) Рекуперативное торможение электропоезда до скорости 5-10 км/ч с заданным тормозным током.
Особенностью данной схемы является постоянное параллельное соединение тяговых двигателей с обеспечением на их зажимах неизменного напряжения 1650 В (в период движения по естественной характеристике) независимо от величины колебаний напряжения в контактной сети, что обеспечивается постоянной работой ТИРов в течение всего периода разгона поезда. 1.3. Обзор практических разработок по электрическому торможению на эксплуатируемых электропоездах
В июле - августе 1967 г. в депо Засулаукс Прибалтийской железной дороги на моторном вагоне ЭР2-44808 был установлен преобразователь, позволяющий производить импульсное межступенчатое регулирование сопротивления пусковых резисторов и ослабление возбуждения тяговых электродвигателей. Опытная секция, состоявшая из переоборудованного моторного вагона 44808 и головного вагона 837 получила обозначение серии ЭР2И. На ней были сохранены использовавшиеся на серийных электропоездах пусковые резисторы, реостатный контроллер и некоторые другие электрические аппараты. Вскоре после переоборудования секция начала совершать испытательные поездки на участке Вецаки - Саулкрасти Прибалтийской железной дороги, подтвердившие ее работоспособность. В 1972 г. на опытной секции ЭР2И была изменена электрическая схема, которая стала такой же, как у электропоездов серии ЭР2Т.
По инициативе Прибалтийской железной дороги общественным конструкторским депо этой дороги совместно с Рижским филиалом Всесоюзного научно - исследовательского института вагоностроения (РФ ВНИИВ) и Таллиннским электротехническим заводом были разработаны и изготовлены импульсные преобразователи постоянного тока, позволяющие заменить контакторно - реостатный пуск на моторных вагонах электропоездов серии ЭР2 плавным повышением напряжения на выводах тяговых электродвигателей.
Энергобаланс в процессе рекуперативного торможения
К настоящему времени проблема импульсного регулирования исследована в теоретическом плане достаточно полно, особенно в части изучения электромагнитных процессов в силовых цепях, синтеза схем преобразователей, взаимодействия системы импульсного регулирования с питающей сетью. Основные работы в этой области для электропоездов выполнены на кафедре «Электрический транспорт» МЭИ, в отделении электрификации железных дорог ГУП «ВНИИЖТ», на кафедрах «Электрическая тяга», «Электрические машины» и «Электротехника, метрология и электроэнергетика» МИИТа, «Электрическая тяга» ПГУПСа, «Электрическая тяга» ДИИТа, в Рижском филиале ВНИИВ (РФ ВНИИВ), лаборатории надежности электропоездов бывшей Прибалтийской железной дороги. Основной вклад в разработку теоретических основ и практического применения систем импульсного на электроподвижном составе постоянного тока внесли Розенфельд В.Е., Краснобаев Н.И. ,Хвостов B.C., Тихменев Б.Н., Каменев А.В., Некрасов В.И., Рубчинский З.М., Бирзниекс Л.В., Шевченко В.В., Дорош В.П., Чаусов О.Г., Хоменко А.И., Шредер И.Б., Доценко А.П., Гаврилов Я.И., Мнацаканов В.П., Чиликин Г.М., Иньков Ю.М., Рябцев Г.Г., Феоктистов В.П., Иришков В.И.
Благодаря работам указанных ученых обеспечен выпуск электрооборудования для опытной партии электропоездов ЭР2И, электропоездов ЭР 12 и ЭР30. Ведутся работы по выпуску электропоездов ЭД4, ЭД4М и ЭДб на Демиховском машиностроительном заводе. Серийные электропоезда ЭР2 проходят капитальный ремонт с продлением срока службы (КРП), модернизируются в электропоезда ЭМ2И.
Уровень разработки электроподвижного состава постоянного тока с импульсными преобразователями за рубежом может быть оценен как переход от опытных партий к серийному производству.
Достигнутый уровень электроподвижного состава с импульсным регулированием может быть в целом оценен как создание систем регулирования, которые по показателям надежности и критерию электромагнитной совместимости удовлетворяют комплексу требований эксплуатационной практики. Именно на решение указанной задачи были направлены основные теоретические и экспериментальные работы. При этом, в основном решены проблемы комплексного расчета электромагнитных процессов в силовой части электропоезда с учетом конечных параметров питающей сети, разработана методика проектирования импульсных преобразователей и оценки их энергетических показателей. Очередная задача состоит в том, чтобы разработать теорию комплексного расчета систем с импульсными преобразователями, учитывая при этом процессы в системах регулирования и управления, а также специфические ограничения электроподвижного состава, например по сцеплению. Это позволит выполнять комплексное проектирование систем импульсного регулирования по критерию достижения наилучших показателей работы электропоездов - т.е. минимуму расхода энергии при заданной технической скорости. Таким образом ,проблема разработки теории регулирования режимов работы электропоездов постоянного тока с импульсными преобразователями должна быть решена на базе учета требований по существенному улучшению тягово - энергетических показателей перспективных электропоездов. Конкретные направления возможных решений иллюстрируются на рис. 1.13.
Цель данной работы состоит в разработке метода определения потенциально возможной экономии энергозатрат в пригородном сообщении при использовании достижений современной техники регулирования электроприводов постоянного тока. При этом предполагается учесть как возможности средств полупроводниковой преобразовательной техники, так и возможности автоматики, обеспечивающие в режиме остановочного торможения регулирование генераторного режима тяговых электромашин по пределу фактических ограничений по нагрузочной и коммутационной способности.
Кроме того, результаты работы имеют практическое значение, так как по ней могут быть обоснованы рекомендации по реализации повышенного возврата электроэнергии в системах рекуперативного торможения пригородных электропоездов, уточнены расчетные методики для определения возврата энергии и даны рекомендации по выполнению систем рекуперативного торможения перспективных электропоездов.
Применение импульсного регулирования целесообразно в первую очередь на модернизируемых электропоездах с двигателями постоянного тока. При этом обеспечивается самый дешевый вариант модернизации с продлением ресурса. Однако, перспективные разработки следует вести с АТД. Такая концепция заложена в типаже электропоездов, утвержденном НТС МПС осенью 2002 г.
Тяговый электродвигатель в генераторном режиме
Аналогичный характер носит зависимость от времени мощности потерь в RC- цепочках тиристорного силового блока АРш: =тТ-С f U V ymr ;
Потери в шунтирующих резисторах ТСБ пропорциональны времени нахождения этих резисторов под напряжением, т.е. обратно пропорциональны коэффициенту заполнения к2, так что для мгновенной мощности потерь имеем Рт= - —, (4.49) п mr Rm а для усредненной мощности потерь за время пуска, проинтегрировав (4.46), получим 0,5 -U2 АРта= -. (4.50) Зависимость всех составляющих, входящих в (4.43), от времени представлена на рис. 4.12, а. Второе слагаемое в общей формуле (4.42), т.е. потери в диодном силовом блоке аналогично можно представить как сумму ЬРдсв = ЬРдп + ЬРдкс + K-IR , (4-51) где АРДСБ -потери в силовых диодах от прямого тока; АРМС, АРМ - потери в шунтирующих RC- цепочках и резисторах Яш диодного силового блока. Потери АРЛП найдем из условия, что при пуске поезда с постоянным токам 1П амплитуда импульсов тока силовых диодов равна 1П, а коэффициент заполнения этих импульсов снижается от единицы до нуля линейно в функции 107 времени при постоянной частоте / (рис. 4.9, а). Тогда средняя за период импульса мощность потерь равна Р/Щ = {u"+R!-In\ln-mJl9 (4.52) а средняя мощность потерь за время пуска выражается формулой, аналогичной (4.45), т.е. АРдп=0,5-(и + -1п)-1п-тд, (4.53) мощность потерь в шунтирующих І С-цепочках и резисторах і?ш диодного силового блока, усредненную за период пуска, определяем по формулам, аналогичным соответствующим формулам (4.48) и (4.50) для тиристорного силового блока
Наиболее сложный характер имеют потери мощности в коммутирующем контуре; их можно представить как сумму АРК = АРКТ + &РЩ + APKRC + APKR + APKL + АРКС , (4.54) где АРКТ,АРКД -потери в коммутирующих тиристорах и диодах; APKRC,APKR -потери в шунтирующих цепочках; APKC,APKL -потери в коммутирующем конденсаторе и дросселе. При оценке указанных составляющих приходится иметь дело с определением потерь от мощности синусоидальных импульсов тока амплитудой /,„ = U /-- = 0,6н- 1,4 кА, длительность которых равна n LK -Ск . При этом значения мгновенной мощности потерь в диодах, тиристорах и дросселе постоянны в течение всего пуска. С учетом этого потери в вентилях могут быть вычислены по формулам -коэффициенты, учитывающие потери на включение коммутирующих вентилей и зависящие от крутизны фронта импульса и времени включения вентиля (принято кфГ = 1,2 ч-1,5;к =1,05 + 1,15). Поскольку в качестве коммутирующих обычно используют воздушные дроссели, то при расчете соответствующих потерь следует учесть только потери в меди, приняв во внимание эффект вытеснения тока. Тогда имеем APKL=2-f-I20-nM-f , (4.57) У к-у где 10,т0 -параметры эквивалентного импульса, определяемые по формулам Л =0,86-/„; (4.58) т0=0,П-тс-4їК-СК- (4.59) пи - количество импульсов через дроссель за период V,; у,/и-удельная проводимость и магнитная проницаемость обмоточной меди. Потери /\PKRC,APKR определены из тех же соображений, что и при расчете аналогичных потерь в элементах, шунтирующих силовые вентили. Соответствующие формулы по структуре подобны выражениям (4.47-4.50), а конкретный вид их зависит от схемы коммутирующего контура.
Гораздо более сложной является физическая природа потерь в коммутирующем конденсаторе. Поскольку при частоте порядка 40СМ-800 Гц, используемой в тяговых импульсных преобразователях, потери в коммутирующих конденсаторах не превышают 6ч-9 % от общих потерь в преобразователе, то в данном случае достаточно приближенной оценить мощность потерь.
В соответствии с этим разделим известные схемы импульсных преобразователей на три группы, приняв за классификационный признак характер временной диаграммы изменения напряжения на коммутирующем конденсаторе. Эти группы соответствуют трем типичным схемам, показанным на рис. 4.11, а, б, в. Для первой из них (рис. 4.11, а) характерна временная
