Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Анализ существующих систем защиты тягового привода при срыве сцепления и систем поосного управления силой тяги локомотива 10
1.1. Основные требования к системам защиты тягового электропривода при срыве сцепления 10
1.2. Анализ выполненных работ по системам поосного управления автоматизированным тяговым электроприводом 20
1.3. Постановка пели и задачи диссертационной работы и выбор методики исследований 28
ГЛАВА 2. Математическая модель автоматизированного тягового электропривода электровоза однофазно-постоянного тока 32
2.1. Выбор методики исследования и описание пакета Matlab 32
2.2. Особенности силовой схемы электровоза при независимом возбуждении тяговых двигателей 39
2.3. Модель тягового двигателя с учетом вихревых токов 44
2.4. Математическая модель механической части электровоза 56
2.5. Выводы по второй главе 88
ГЛАВА 3. Разработка структуры автоматизированного тягового электропривода с потележечным и поосным автоматическим управлением силой тяги локомотива 90
3.1. Анализ силовых схем отечественных электровозов на возможность применения систем поосного управления сплои тяги локомотива 90
3.2. Разработка структурной схемы системы гютслежсчпого и поосного управления автоматизированным тяговым электроприводом 91
3.3. Математическая модель системы управления электровоза 101
3.4. Выводы по третьем главе 104
ГЛАВА 4. Исследование процесов, протекающих в механической части электровоза 107
4.1. Особенности моделирования механических систем в пакете Matlab 107
4.2. Моделирование процесса срыва сцепления колес локомотива с рельсами 110
4.3. Исследование вертикальных колебаний рамы тележки и колесно-моторных блоков при срыве сцепления 129
4.4. Выводы по четвертой главе 138
ГЛАВА 5. Разработка алгоритма адаптации по сцеплению и исследование переходных процессов в автоматизированном тяговом электроприводе 140
5.1. Разработка алгоритма адаптации по сцеплению 140
5.2. Переходные процессы при изменении сигналов задания 160
5.3. Выводы по пятой главе 165
Общие выводы по результатам работы 166
Список литературы 169
- Анализ выполненных работ по системам поосного управления автоматизированным тяговым электроприводом
- Особенности силовой схемы электровоза при независимом возбуждении тяговых двигателей
- Разработка структурной схемы системы гютслежсчпого и поосного управления автоматизированным тяговым электроприводом
- Исследование вертикальных колебаний рамы тележки и колесно-моторных блоков при срыве сцепления
Введение к работе
Железные дороги являются одними из основных транспортных артерий нашей страны, обеспечивающими надёжное функционирование народного хозяйства и жизнеобеспечения населения. Ими выполняется более половины общего грузооборота и треть пассажирских перевозок в стране [1,2, 3].
В условиях дефицита финансовых средств Российское Агентство Железнодорожного Транспорта разработало и осуществляет специальную программу повышения эффективности работы железнодорожного транспорта, одной из главных мер которой является снижение эксплуатационных расходов железных дорог, оснащение их более мощными и надежными локомотивами.
Однако в настоящее время на электроподвижном составе постоянного и однофазно-постоянного тока с коллекторными тяговыми двигателями резервы улучшения тягово-сцепных свойств локомотивов за счет прямого повышения мощности локомотивов практически исчерпаны.
Одним из путей повышения тягово-сцепных свойств локомотивов является переход на независимое возбуждение тяговых двигателей. Значительный вклад в теорию и практику исследования сцепных свойств локомотивов и изучения процессов, связанных с реализацией максимального сцепления колёс локомотива с рельсами внесли работы, выполненные В. Б. Меделем, И. П. Исаевым, Е. В. Горчаковым, Н. В, Максимовым, Д. К. Миновым, О. Л. Некрасовым, Б. Н. Тнхменевым, Н. А. Ротановым, В. Н. Лпсуновым, В. Д. Тулуповым, В. А. Кучумовым, А. Л. Голубенко, А. Л. Лисицыным, Л. А. Мугшпнтейном, В. А. Малютиным и рядом других авторов.
Как показали экспериментальные исследования, проведённые ВНИМЖТ, МИИТ, ВЭлИИИ, ОмИИТ и другими организациями [3, 4, 5, 6, 7, S, 9] на электровозах типа ВЛ-22М, ВЛ-60РН, ВЛ-80РН, оборудованных различными системами независимого возбуждения, увеличение силы тяги и торможения
достигает 15ч-20% по сравнению с серийно выпускаемыми машинами с последовательным возбуждением тяговых электродвигателей (ТЭД). Однако, проведенные исследования двигателей независимого возбуждения выявили необходимость выравнивания нагрузок тяговых двигателей и введения эффективной быстродействующей защиты якорных цепей тяговых двигателей от больших токов.
Этими причинами объясняется введение различных регуляторов в систему управления, которые снизили естественную жесткость характеристик ТЭД независимого возбуждения, тем самым, повысив их склонность к буксованию и юзу.
Кроме того, выравнивание нагрузок ТЭД в частности и колесно-моторных блоков (КМБ) в целом при реализации предельных усилий и наблюдающимся при этом перераспределении вертикальных статических нагрузок между колёсными парами локомотивов приводит к провоцированию избыточного скольжения и, как следствие, повышенному износу первых по ходу движения колесных пар в тяговом режиме и последних в тормозном [10]. Это негативно сказывается на общем снижении ресурса тягового подвижного состава и безопасности движения поездов. Во избежание этого система управления тяговым электроприводом должна обеспечивать не выравнивание, а распределение нагрузок ТЭД в зависимости от реальных условий сцепления каждого КМБ локомотива.
Исследования, проведенные в последние годы рядом авторов [4, 7, 11], показали, что наилучшими протпвобуксовочными и противоюзовыми свойствами обладает групповая схема питания тяговых двигателей с индивидуальным регулированием возбуждения каждого ТЭД по сравнению с индивиду ал ышм регулированием напряжения па якорных обмотках и групповом питании обмоток возбуждения ТЭД. Первая была применена на электровозе ВЛ-85 Л1' Об 1, вторая - на электровозе ВJ1-S0PH Кч 1669.
Однако применяемая на серийно выпускаемых электровозах элемент-
пая база не позволила реализовать необходимые алгоритмы управления. Использование па экспериментальных машинах бортовых микропроцессорных систем управления показало, что только с применением именно такой техники можно успешно реализовать все достаточно сложные законы регулирования многомоторного автоматизированного тягового электропривода электровоза. Проведённые испытания указанных электровозов показали значительные преимущества микропроцессорных систем перед традиционными, серийно выпускаемыми промышленностью, а также наметили ряд задач дальнейшего совершенствования алгоритмов управления.
Таким образом, комплексная задача разработки электровоза однофазно-постоянного тока с независимым возбуждением тяговых двигателей и по-тележечным и поосным управлением силой тяги с адаптацией по сцеплению каждой колесной пары является актуальной и может быть решена на основе использования микропроцессорной техники.
ЦЕЛЬ РАБОТЫ
Целью настоящей диссертационной работы является разработка системы потележечного и поосного управления силой тяги электровоза однофазно-постоянного тока и системы адаптивного автоматического управления тяговым электроприводом электровоза с учетом особенностей построения системы управления, силовой схемы электровоза, особенностей реализации сил тяги и торможения.
МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИИ
В работе использовался .метод имитационного моделирования переходных процессов в автоматизированном тяговом электроприводе электровоза однофазно-постоянного тока с помощью пакета Matlab, а также процедуры
быстрого преобразования Фурье для вычисления амплитудных спектров колебательных процессов.
НАУЧНАЯ НОВИЗНА РАБОТЫ
разработаны принципы потележечного и поосного управления силой тяги электровоза с независимым возбуждением тяговых электродвигателей;
разработана математическая модель электровоза однофазно-постоянного тока, учитывающая одновременно процессы, протекающие в электрической части, вертикальные колебания рамы тележки, вертикальные и крутильные колебания тягового электропривода, а также работу системы управления;
разработана структура системы адаптивного автоматического управления токами якорей и обмоток возбуждения тяговых электродвигателей при по-тележечном и лоосном управлении силон тяги электровоза;
исследованы электромеханические и электромагнитные переходные процессы, возникающие при срыве сцепления под одним и под обоими колесами колесной пары, при изменении заданных значений силы тяги и тока возбуждения, а также при периодическом изменении динамической нагрузки на колесо;
определены параметры системы адаптивного автоматического управления, обеспечивающие выполнение требований к качеству процессов регулирования.
ПРАКТИЧЕСКАЯ ЦЕННОСТЬ
Проведенные исследования позволили:
- разработать программный комплекс в пакете Matlab для расчета переход
ных электромагнитных п .механических процессов при срыве сцепления в
электровозе однофазно-постоянного тока с потележечным и поосным
управлением силой тяги электровоза;
- определить параметры автоматических регуляторов тока якоря и тока возбуждения, обеспечивающие выполнение требований к качеству процессов регулирования;
-уточнить процедуру адаптации силы тяги электровоза при срыве сцепления и последующем восстановлении сцепления одной из колесных нар.
ПУБЛИКАЦИИ
По результатам исследований опубликованы 3 печатные работы.
ОБЪЕМ II СТРУКТУРА РАБОТЫ
Диссертация состоит из введения, пяти глав, списка литературы из 75 наименований, заключения и приложений. Работа содержит 239 страниц, и том числе 176 страниц машинописного текста, 4 таблицы, 8 страниц списка литературы, 63 страницы приложений.
Анализ выполненных работ по системам поосного управления автоматизированным тяговым электроприводом
Принятый в отечественном электровозостроении принцип «выравнивания нагрузок тяговых двигателей» предусматривает их равномерную загрузку. Этот принцип всегда являлся основополагающим в выборе и построении силовой схемы электровоза. Однако, при реализации сил тяги или торможения имеет место разгрузка одних и догрузка других колёсных нар локомотива. Из этого правомерно сделать вывод о том, что выравнивать электрическую нагрузку тяговых двигателей следует тогда, когда колёсные пары локомотива имеют значительный запас по сцеплению. С учетом динамической разгрузки колесных пар электрическая нагрузка должна быть в пределах 45...60% часовых значений мощности тяговых двигателей [41]. В том случае, когда приходится реализовывать предельные значения тяговых или тормозных сил при том же уровне динамической разгрузки, выравнивание нагрузок приводит к тому, что наиболее разгруженная колёсная пара пытается реализовать те же усилия, что и наиболее нагруженная. Как правило, подобное «выравнивание» нагрузок только провоцирует появление избыточного скольжения у наиболее разгруженных колёсных пар, что не позволяет использовать в полной мере все сцепные свойства локомотива,
Островский В. С. в своей диссертации [42] предлагает не выравнивать электрические нагрузки тяговых электродвигателей, а, наоборот, распределять их по тяговым двигателям с учётом реальных условий сцепления под каждой колёсной парой.
В качестве технического средства, обеспечивающего возможность как выравнивания так и распределения нагрузок могут быть использованы тири-сторные преобразователи, обеспечивающие возможность индивидуального воздействия на каждый тяговый двигатель. В бесколлекториом тяговом приводе эта задача решается на основе применения индивидуальных автономных инверторов для асинхронных ТЭД или индивидуальных выпрямителей возбуждения для вентильных. В коллекторном тяговом приводе решение этой задачи несколько усложняется.
Для электровозов однофазно-постоянного тока с коллекторными ТЭД использование автономных выпрямительно-инверторных преобразователей (ВИП) весьма проблематично, так как это потребовало бы значительного усложнения конструкции тягового трансформатора. Известное решение на основе применения расщеплённых катодных плеч ВИПа оказалось неэффективным из-за снижения коэффициента мощности и повышенного влияния на линии СЦБ и связи. Наиболее просто на таких электровозах поставленная задача решается на тяговых двигателях независимого или смешанного возбуждения, однако отечественная промышленность выпускает ТЭД только последовательного возбуждения.
Для таких тяговых двигателей используют групповую схему питания последовательно соединённых обмоток возбуждения всех ТЭД от одной двухполуперподпои выпрямительной установки возбуждения (ВУВ). При этом возможность индивидуального управления обеспечивается на основе использования тиристоров отпитки (и даже подпитки), шунтирующих обмотку возбуждения каждого ТЭД [5, 7]. По подобной схеме был оборудован электровоз ВЛ85-061, однако при длительных его испытаниях не удалось обеспечить надлежащее взаимодействие ВУВ и тиристоров отпитки из-за недостаточной отработанности алгоритма управления этими тиристорами.
В диссертационной работе [42] для обеспечения индивидуального по-осного управления силой тяги (торможения) принята схема группового питания последовательно включённых обмоток возбуждения тяговых двигателей с тиристорами отпитки, и разработан спецпалЕ ный алгоритм, обеспечивающий взаимоувязку работы этих тиристоров с общим выпрямителем возбуждения.
Разработанная в [42] система автоматического управления с поосным распределением нагрузок тяговых двигателей электровоза ВЛ-65 представляет собой многоконтурную систему автоматического регулирования (CAP), структурная схема которой представлена на рис. 1.3. Указанная система автоматического регулирования построена на основе использования принципа подчиненного регулирования.
Внешним контуром является контур регулирования скорости v движения поезда. В качестве входного сигнала для него используется заданное значение V3 скорости движения, которое может поступать как от задатчика скорости, расположенного на пульте контроллера машиниста электровоза, так и из систем регулирования времени хода или обеспечения безопасности движения.
Внутренними контурами являются селективные коЕггуры регулирования тока якоря с регулятором тока якоря (РТЯ), общего тока возбуждения с регулятором тока возбуждения (РТВ) п индивидуальные контуры регулирования тока возбуждения каждого ТЭД за счёт использования тиристоров от-питки с регуляторами POi—PCv каждой колёсной паре установлены датчики, генерирующие сигналы Vi 1 б, пропорциональные частотам вращения каждой колёсной пары, Сигналы I l-Vg поступают в специальное устройство, формирующее сигнал \\ соответствующий текущей скорости движения локомотива, а также в блок контроля сцепления (БКС), формирующий логические сигналы СК]-СК& при нарушении нормальных условий сцепления у соответствующих колёсных пар.
Датчики частоты вращения и другие устройства обнаружения избыточного скольжения колёсных пар, датчики линейной скорости являются штатным оборудованием локомотива, и поэтому в настоящей работе не рассматриваются.
Особенности силовой схемы электровоза при независимом возбуждении тяговых двигателей
В связи тем, что пакет библиотек Simulink основан на построении блочных схем из компонентов различных библиотек то нет необходимости в составлении дифференциальных уравнении, описывающих физические процессы модели, что, несомненно, упрощает моделирование и позволяет сократить количество ошибок, которые могут возникнуть в процессе составления уравнений. Поэтому в данной работе рассматривается описание в виде дифференциальных уравнений только процессов протекающих в тяговом двигателе, из-за того, что в библиотеках Simulink нет моделей двигателей учитывающих действие вихревых токов, проявляющих себя [і переходных режимах работы.
Система Simulink предоставляет возможность выбора функции, позволяющих численно решать дифференциальные уравнения. Эти функции peaлизуют различные численные методы, большинстпо из которых разработано в последнее время и удовлетворяют высоким требованиям по устойчивости решения, точности и скорости интегрирования.
Опыт программирования показывает, что необходимо использовать функции интегрирования с переменным шагом, так как при этом постоянно корректируется размер шага для достижения максимальной эффективности и обеспечивается допустимое значение погрешности. В этой связи нет необходимости ограничивать размер шага интегрирования для получения гладких участков или траектории выходной переменной при численном интегрировании с фиксированным размером шага.
В данной работе используется формула неявного многошагового разностного метода Гира (формула дифференцирования назад) с переменным шагом интегрирования, разработанного для интегрирования жестких систем дифференциальных уравнений. Решение жесткой задачи содержит как медленно изменяющуюся составляющую, так и быстро затухающий компонент. Явление жесткости при построении численного метода для моделей механических систем может возникнуть из-за многих факторов, включающих учет элементов упругости со значительно различающимися величинами жестко-стеи. Кроме того, явление жесткости проявляется значительнее при моделировании электрических процессов во взаимосвязи с механическими, при этом постоянные времени этих процессов отличаются на несколько порядков.
Программная реализация этих методов включает использование логических элементов для выделения участков с существенно различным поведением решения.
Силовая схема включения якорных обмоток от ВИПов и обмоток возбуждения от ВУВа с отпитывающимн тиристорами выполняется на электровозах ВЛ65 и ЭП1 и предоставляет определенные возможности для индивидуального поосного управления силой тяги и торможения. Однако эти возможности на отечественных электровозах пока не используются. Для отработки алгоритмов такого индивидуального управления в данной диссертации разработана математическая модель тягового электропривода четырехосного электровоза (па основе одной секции электровоза ВЛ-80Р [56, 57]) в режимах тяги и рекуперативного торможения с независимым возбуждением тяговых двигателей. Упрощенная схема силовых цепей и цепей управления электровоза приведена нарис. 2.5.
При разработке этой математической модели были сделаны следующие допущения: - ввиду несоизмеримости постоянных времени якорных цепей ТЭД и процессов изменения скольжения колесных пар, ВИПы заменяются статическим нелинейным звеном, в котором реализуется зависимость напряжения приложенного к тяговым двигателям от напряжения управления (пропорционального углу регулирования), представленная нарис. 2.6; - индуктивности сглаживающих реакторов и обмоток возбуждения ТЭД задаются в виде таблицы; - при моделировании переходных процессов в обмотках возбуждения ТЭД учитываются вихревые токи; - разброс магнитных характеристик ТЭД и разброс диаметров бандажей колесных пар не учитываются.
Разработка структурной схемы системы гютслежсчпого и поосного управления автоматизированным тяговым электроприводом
В работе Островского В. С. [42], рассмотренной в первой главе, предлагается не выравнивать электрические нагрузки двигателей, а, наоборот распределять их по тяговым двигателям с учетом реальных условий сцепления под каждой колесной парой. В качестве прототипа выбран шестиосный электровоз ВЛ65 и для обеспечения индивидуального поосного управления силой тяги (торможения) принята схема группового питания последовательно включенных обмоток возбуждения двигателей с тиристорами отпитки. При этом сигнал управления для тиристоров двух ВИП является одинаковым.
В настоящей диссертационной работе для обеспечения индивидуального потележечного и поосного управления силой тяги (торможения) принята схема независимого возбуждения тяговых двигателей при индивидуальном управлении выпрямительно-инверторными преобразователями, т.е. напряжением на зажимах тягового двигателя, и при групповом питания последовательно включённых обмоток возбуждения ТЭД с тиристорами отпитки.
Разработанная в рамках настоящей работы система автоматического управления с потележечным и поосным распределением нагрузок ТЭД электровоза представляет собой многоконтурную CAP, структурная схема, которой представлена на рис. 3.1. В качестве прототипа электровоза была принята одна четырехосная секция электровоза однофазно-постоянного тока ВЛ80Р. Данная система автоматического регулирования построена на основе использования принципа комбинированного подчиненно-селективного регулирования и содержит три контура регулирования: контур регулирования скорости - основной и подчиненные по отношению к нему, но селективные между собой, контуры регулирования тока якоря и тока возбуждения.
Внешним контуром является контур регулирования скорости Уд„ движения поезда, структура которого принята в соответствии с рекомендациями [70, 71]. В качестве входного сигнала для него используется заданное значение 1 3 скорости движения, которое может поступать от задатчика скорости, расположенного на пульте контроллера машиниста электровоза. В контуре регулирования предлагается использовать задатчик интенсивности (ЗИ). В качестве ЗИ применяется апериодическое звено II порядка, постоянные времени которого определяются по величинам заданного ускорения а и плавности хода в переходных режимах illl/dt = 0,5-И ,0 м/с3.
Внутренними контурами являются селективные контуры регулирования тока якоря с регуляторами РТЯ1 и РТЯ2, общего тока возбуждения с регулятором РТВ и индивидуальные контуры регулирования тока возбуждения каждого ТЭД за счёт использования тиристоров отпиткп с регуляторами POi-POj.
На каждой колёсной паре установлены датчики, генерирующие сигналы Vi-Vj, пропорциональные частотам вращения каждой колесной пары. Сигналы vpRj поступают в блок контроля сцепления (БКС), формирующий логические сигналы CK\-CKi при нарушении нормальных условий сцепления у соответствующих колёсных пар.
Датчики частоты вращения и другие устройства обнаружения избыточного скольжения колёсных пар, включая БКС, датчики линейной скорости являются штатным оборудованием локомотива, и поэтому в настоящей работе не рассматриваются.
На основе информации о заданной V3 и текущей 1 дп скоростях движения регулятор скорости PC формирует заданное значение силы тяги (торможения) FK3, поступающее на вход блока распределения нагрузок (БРН). При этом контур регулирования силы тяги отсутствует.
С помощью БРН заданное значение силы тяги (торможения) FK распределяется по тяговым двигателям в соответствии с условиями сцепления под соответствующими колёсными парами. Величина FK3; определяется при решении задачи статического перераспределения вертикальных сил, передаваемых от /-той оси на рельс в момент трогания локомотива. Далее FK3, могут изменяться при появлении сигналов СК\-СКь формируемых блоком контроля сцепления БКС при нарушении нормальных условий реализации сил тяги (торможения) определённой оси, для которой заданное значение k-зг будет уменьшаться, а для колёсных пар с нормальными условиями сцепления - увеличиваться так, чтобы суммарная заданная сила тяги (торможения) всего локомотива FK3 оставалась бы неизменной.
Используя величины FK3i и сигналы от блока контроля сцепления, БРН формирует заданные значения токов якорей каждого двигателя /ш;- и заданное значение тока возбуждения Іт. В случае синхронного боксования или юза колёсных пар БКС формирует специальный сигнал, блокирующий работу непосредственно регулятора тока якоря. Это необходимо для создания жёсткой характеристики тягового электропривода электровоза.
Сигналы /}п1-/ 1п4 с выхода БРН поступают на вход элементов mini и min2, определяющие величину сигналов /П1;п iny= /Ti и /т;п HJi= /Тц, пропорциональные минимальным токам якорей ТЭД, соответственно первой и второй тележки. Далее эти сигналы поступают на элементы сравнения ЭС2 и ЭСЗ регуляторов тока якоря РТЯ1 и РТЛ2. В качестве обратной связи в контур регулирования тока якоря заводится минимальные значения токов /mjn „[ и ЛГІІП «lb пропорциональные текущим значениям токов якорей соответствующих тяговых двигателей первой и второй тележки, определяемые элементами тіпЗ и min4. Контур регулирования тока якорей ТЭД построен, как и на электровозе ЭП1, на основе использования комбинированного принципа регулирования по отклонению и возмущению, подробно рассмотренного в [47].
Контур регулирования тока якоря по отклонению представляет собой традиционную замкнутую систему регулирования и состоит из регуляторов тока якоря РТЯ1 и РТЯ2, управляющих элементов УЭ1-1 и УЭ1-2, формирующих угол регулирования тиристоров для исполнительных элементов ИЭ1-1 и ИЭ1-2 - выпрямительно-инверторных преобразователен ВИШ и ВИП2, а также объектов регулирования, представляющих собой якорные обмотки всех ТЭД ОЯ1-ОЯ4, а также датчиков тока якоря ДТЯ, по одному на каждый тяговый двигатель.
Кроме этого, сигналы Iin\-IUii поступают на вход элементов max] и тах2, определяющие величину сигналов /maxi и /тахіь пропорциональные максимальным заданным токам якорей ТЭД, соответственно первой и второй тележки. С выходов элементов maxi и тах2 эти сигналы через переключатели К1 и К2 поступают на элементы сравнения ЭС4-ЭС7 регуляторов отпитки РО-Р04. На другие входы элементов ЭС4-ЭС7 поступают сигналы /Яг- Я4 пропорциональные текущим значениям токов якорей соответствующих тяговых двигателей.
Исследование вертикальных колебаний рамы тележки и колесно-моторных блоков при срыве сцепления
В отличие от срыва сцепления под одним колесом, где колебания сопровождаются с частотами 61,5 Гц и 71 Гц здесь наблюдаются колебания с одной частотой 63,5 Гц и амплитудой приблизительно в два раза большей, что видно из амплитудных спектров (рис. П5.2).
На рис, П5.3 и рис. П5.4 представлены зависимости, позволяющие исследовать процессы, возникающие при срыве сцепления под каждым колесом.
В момент снижения коэффициента сцепления под левым и правым колесами в 10 раз происходит увеличение относительных скоростей скольжения "-, левого (рис. П5.3, а) и правого "„р (рис. П5.4, а) колеса. Это увеличение сопровождается колебаниями с частотами 61,5 Гц, что видно из амплитудного спектра относительной скорости скольжения правого колеса (рис. П5.5), обусловленными частотами колебаний скорости скольжения колес. Вместе с увеличением относительных скоростей скольжения колес возрастет относительный коэффициент сцепления левого колеса Ц/ол (рис. П5.3, б) и правого колеса „р (рис. П5.4, б). При достижении значения единицы относительный коэффициент сцепления начинает уменьшаться, т. е, колеса переходят из области упругого скольжения в область буксования. При этом коэффициенты сцепления под каждым колесом у/л{Ул) (рис. П5.3, в) и ,р(К-і) (рис. П5.4, е), зависящие от линейной скорости движения, начинают с увеличением линейной скорости уменьшаться. На рис. П5.3 г и рис. П5.4 г представлены результирующие коэффициенты сцепления под левым колесом WA Ki) и правым колесом Щ1р(, Ул) (с учетом их снижения в 10 раз). Значения силы сцепления под левым Fclli и правым / ецпр колесом также снижаются в 10 раз.
На рис. П5.5 и рис. П5.6 представлены амплитудные спектры относительной скорости скольжения и силы сцепления правого колеса первой колесной пары при срыве сцепления под левым и правым колесами первой колесной пары. Из приведенных рисунков видно, что при срыве сцепления под обоими колесами появляются высокочастотные составляющие колебании относительной скорости скольжения, а, следовательно, и силы сцепления только с частотой 61,5 Гц, в отличие от срыва сцепления под одним колесом, где появляются две высокочастотных составляющих колебаний с частотами 61,5 Гц и 71 Гц. На рис. П5.7 представлен фазовый портрет автоколебаний для правого колеса, т.е. зависимость силы сцепления от относительной скорости скольжения Fawp(tlp). При нарушении условий сцепления обоих колес с рельсами происходит увеличение скорости скольжения колес колесной пары, вызывая возрастание поступательной скорости движения колес, что приводит к увеличению э. д. с. тягового двигателя (рис. П5.8) и снижению тока якоря (рис. П5.9). Для определения времени срыва сцепления колесной пары рассмотрим в более крупном масштабе зависимость относительной скорости скольжения правого колеса первой колесной пары при срыве сцепления под обоими колесами (рис. П5.І0), силу сцепления правого колеса с рельсом (рис. П5.11), а также фазовый портрет автоколебаний для правого колеса участок А (рис. П5.12). Пронумеруем на кривой относительной скорости скольжения (рис. П5.10) максимумы (нечетные номера) и минимумы (четные номера) процесса. Отметим эти максимумы и минимумы процесса на кривых силы сцепления (рис. П5.11) и фазового портрета автоколебаний (рис. П5.12) правого колеса. Из рис. П5.10 видно, что относительная скорость скольжения правого колеса 1,р достигает критического значення "кр между 12 минимумом и 13 максимумом, что соответствует переходу колеса из режима упругого скольжения в область буксования. На рис. П5.12 значение силы сцепления превышает критическое значение относительной скорости скольжения кр равного 0,04 между 12 минимумом и 13 максимумом. По кривым относительной скорости скольжения (рис. П5.10) и силы сцепления правого колеса определим время наступления срыва сцепления /"ср. Оно составляет /ср=0,09 с, т.е. в течение этого интервала времени происходит упругое скольжение колес колесной пары по рельсу после наезда на масляное пятно Из представленных результатов моделирования срывов сцепления под одним и обоими колесами колесной пары при снижении коэффициента сцепления в 10 раз можно сделать выводы о том, что для опорно-осевого подвешивания тягового электродвигателя время переходного процесса, возникающего при срабатывании защиты от буксования, при срыве сцепления под обоими колесами не должно превышать 0,09 с или 9 полупериодов питающего напряжения, а при срыве сцепления под одним колесом — 0,29 с пли 29 полупериодов питающего напряжения. Такое время регулирования может быть реализовано для коллекторного тягового электродвигателя при питании от сети переменного тока частотой 50 Гц,
При моделировании срыва сцепления под одним колесом снижением коэффициента сцепления в 2 раза наблюдается более продолжительный процесс до наступления момента срыва сцепления, который происходит через 0,93 с, сопровождаясь также высокочастотными колебаниями с частотами 61,5 Гц и 71 Гц.
