Содержание к диссертации
Введение
1 Обзор и характеристика работ, проводимых в области рекуперативного торможения по повышению коэффициента мощности электровоза 10
1.1 Анализ научных работ в области рекуперативного торможения по повышению коэффициента мощности электровоза 10
1.2 Постановка цели и задач исследования 24
2 Разработка способа управления вув для повышения коэффициента мощности электровоза в режиме рекуперативного торможения 26
2.1 Исследование процессов при работе типового ВУВ электровоза 27
2.2 Влияние пульсации тока возбуждения на работу электровоза в режиме рекуперативного торможения с типовым ВУВ 35
2.3 Разработка способа управления ВУВ и исследование его работы 41
3 Математическое моделирование электромагнитных процессов в системе тяговая подстанция - контактная сеть - электровоз в режиме рекуперативного торможения 50
3.1 Общие принципы и выбор прикладного пакета для математического моделирования сложных технических систем 50
3.2 Математическая модель системы энергоснабжения железной дороги переменного тока 56
3.3 Математическая модель силовых цепей электровоза переменного тока в режиме рекуперативного торможения
3.3.1 Математическая модель тягового трансформатора 60
3.3.2 Математическая модель выпрямительно-инверторного преобразователя в режиме инвертора 69
3.3.3 Математическая модель цепи выпрямленного тока в режиме рекуперативного торможения 74
3.3.4 Математическая модель выпрямительной установки возбуждения... 83
3.4 Оценка адекватности электромагнитных процессов в математической модели процессам на электровозе 87
3.5 Сравнительное исследование эффективности работы электровоза в режиме рекуперативного торможения с типовым и предлагаемым ВУВ по результатам расчета на математической модели 91
3.6 Исследование цепей защиты от коммутационных перенапряжений выпрямительной установки возбуждения электровоза на IGBT транзисторах 104
3.7 Выводы по результатам математического моделирования 112
4 Проведение экспериментальных исследований предлагаемого решения и его технико-экономическая оценка 113
4.1 Разработка лабораторного стенда для исследования работы электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ 113
4.2 Результаты исследования работы электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ на лабораторном стенде
4.3 Проверка сходимости и адекватности уточненной математической модели с результатами эксплуатационных испытаний электровоза ВЛ80Р.. 136
4.4 Технико-экономическая оценка внедрения предлагаемого ВУВ для повышения коэффициента мощности электровоза 148
Общие выводы по результатам работы 154
Список литературы
- Анализ научных работ в области рекуперативного торможения по повышению коэффициента мощности электровоза
- Влияние пульсации тока возбуждения на работу электровоза в режиме рекуперативного торможения с типовым ВУВ
- Математическая модель силовых цепей электровоза переменного тока в режиме рекуперативного торможения
- Результаты исследования работы электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ на лабораторном стенде
Анализ научных работ в области рекуперативного торможения по повышению коэффициента мощности электровоза
В трудах [86, 90] показаны исследования по математическому моделированию электромагнитных процессов в динамической системе «тяговая подстанция - контактная сеть - электровоз». Рассматривается влияние распределенных параметров контактной сети на электромагнитные процессы в силовой цепи электровоза. В данной диссертационной работе используется математическое моделирование электромагнитных процессов в системе «тяговая подстанция - контактная сеть - электровоз» с учетом проведенных исследований [21, 86, 90].
Ряд работ под руководством профессора СВ. Власьевского [13 - 23] посвящен различным исследованиям повышения энергетических показателей электровозов переменного тока в режиме рекуперативного торможения.
Так, в трудах [14, 15, 18, 22] были проведены теоретические и экспериментальные исследования способа повышения энергетических показателей электровозов однофазно-постоянного тока, включая повышение качества электрической энергии потребляемой из контактной сети, за счёт изменения процесса основной коммутации тока тиристоров ВИЛ. Данные труды послужили основной опорой для дальнейшего исследования электромагнитных процессов.
В работах [14 - 17] исследуется новый алгоритм управления ВИЛ с организацией одновременной коммутации тока плеч инвертора электровоза. Суть способа заключается в организации одновременного начала коммутации в нескольких малых контурах инвертора путем одновременного включения не только однофазных и противофазных плеч предшествующей зоны, но и плеч, всех отработавших ранее зон регулирования. В результате такой организации коммутации тока тиристоров уменьшается длительность основной коммутации и эквивалентное индуктивное сопротивление рассеяния цепи переменного тока преобразователя, а также снижается скорость изменения тока в обмотке трансформатора на последнем этапе процесса коммутации. Это приводит к увеличению коэффициента мощности электровоза в режиме рекуперативного торможения и снижению коэффициента искажения синусоидальности напряжения. Однако остаётся неизменный угол запаса инвертора и сохранение послекоммутационных колебаний при фазовом регулировании с углом Ор.
В труде [18] для повышения коэффициента мощности в режиме рекуперативного торможения было предложено достаточно интересное и простое решение уменьшения величины угла запаса с 20-25 эл. град, до 10-15 эл. град, и длительности основной коммутации четырехзонного инвертора путем включения в схему разрядного диодного плеча параллельно цепи выпрямленного тока, при сохранении устойчивости работы инвертора. Также разработан новый способ управления тиристорами инвертора с организацией буферного контура на 1-ой зоне регулирования напряжения. Данное решение позволило повысить коэффициент мощности до 8 %.
Анализ тенденции развития ВУВ ТЭД электровозов переменного тока произведен в работе [82]. Электрическая принципиальная силовая схема ВУВ на базе тиристоров остаётся неизменной уже более 45 лет. Основные изменения связаны с использованием более мощных тиристоров с большим классом по напряжению, что позволило лишь снизить количество параллельных и последовательных цепей в плече ВУВ и, тем самым повысить надежность его работы.
Одним из перспективных направлений повышения эффективности работы электровоза является переход к бесколлекторному тяговому приводу. В 1967 г. были построены макетные образцы электровозов с вентильными (ВД) и асинхронными (АД) тяговыми двигателями, результаты исследований которых послужили основанием для создания опытных электровозов с теми и другими двигателями (электровоз ВЛ80А, ВЛ86Ф с АД и ВЛ80В с ВД) [54, 58, 66, 95]. Бесколлекторные тяговые двигатели - вентильный и асинхронный - могут обеспечить рекуперативное торможение ЭПС и иметь высокие энергетические показатели. Для перевода электровоза с ВД в режим рекуперативного торможения не требуется каких-либо переключений в силовой цепи, меняются лишь фазы управляющих импульсов преобразователей. К тому же теоретические и экспериментальные исследования показали, что ВД имеет падающую внешнюю характеристику, которая исключает применение стабилизирующих сопротивлений. Это объясняется размагничивающим действием реакции якоря двигателя и ростом углов машинной коммутации. Для перевода электровоза с АД необходимо переключить полярность звена постоянного тока, а на выпрямитель подавать управляющие импульсы в конце «своих» полуволн питающего напряжения. Для обеспечения статической устойчивости рекуперации энергии необходимо изменить закон управления частотой инвертора так, чтобы энергия двигателя поддерживалась примерно постоянной с ростом тока торможения.
Однако развитие электровозов с бесколлекторным приводом в то время столкнулось с техническими проблемами (требовалось большое количество полупроводниковых приборов, из-за чего увеличивались габариты преобразователей, сложная система управления, трудности регулирования скорости и т.д.), в результате чего реализация данного направления была затруднена [95].
Внедрение на подвижном составе управляемых силовых полупроводниковых приборов открывает широкие возможности для реализации новых конструкций преобразователей, а также улучшения энергетических показателей электровозов в режимах тяги и рекуперативного торможения. Имеется зарубежный и отечественный опыт создания электровозов переменного тока с бесколлекторным тяговым приводом, силовая установка которых выполнена на базе четырехквадрантного преобразователя (4qS). При работе такого преобразователя электровоз потребляет практически синусоидальный ток, совпадающий по фазе с питающим напряжением, при этом значение коэффициента мощности приближается к единице. На ранних стадиях разработок доля стоимости этих преобразователей в цене электровоза очень значительная. К тому же использование 4qS преобразователей на электровозе требует значительного их усложнения, а также и системы их управления.
В настоящее время выпущены электровозы переменного тока (2ЭС5, 2ЭС7, ЭП20) с асинхронными тяговыми двигателями, созданные совместно с зарубежными компаниями. Электровозы проходят испытания, при которых выявляются недоработки. Известно, что двойное преобразование энергии, используемое на данных электровозах, вызывает уменьшение общего КПД до 0,85, усложнение преобразователей и их систем управления. Проведенные ОАО «ВНИИЖТ» исследования показали, что эксплуатационные преимущества подвижного состава с асинхронным приводом в условиях РФ не столь значительны (себестоимость зарубежных электровозов сократилась на 20-30 % относительно аналогов с коллекторным приводом), а цена такого подвижного состава в 2-3 раза выше цены отечественного серийно выпускаемого электровоза [74].
Особый интерес современного отечественного и зарубежного электровозостроения вызвали тяговые преобразователи на базе биполярных транзисторов с изолированным затвором (IGBT), позволяющие повысить энергетические показатели электровоза [4, 43, 60, 67, 92]. Практическое использование транзисторов IGBT началось в 1980-х годах в промышленности. Впервые IGBT для нужд электрической тяги были применены компанией Siemens, которые разрабатывали тяговые преобразователи для вагонов трамвая, получающих питание из контактной сети постоянного тока с номинальным напряжением 750 В. Данное направление преобразовательной техники для нужд электрической тяги стремительно развивается на железных дорогах Германии, Франции, Испании, Японии и Китая. Основными поставщиками данного оборудования являются компании Siemens, Adtranz, Mitsubishi, Toshiba Semiconductor Group, Hitachi, Westcode. Тяговые преобразователи на базе транзисторов IGBT выгодно отличаются двумя особенностями, важными как для железных дорог, так и для изготовителей. Прежде всего, эти устройства создают потенциальные возможности для снижения затрат, главным образом благодаря удешевлению сборки и повышению эффективности тяговых систем. Вторая особенность, которая способствовала быстрому внедрению, заключается в повышенной надежности и эксплуатационной готовности тяговых систем. В отличие от запираемых тиристоров GTO, транзисторы IGBT управляются напряжением при довольно малых управляющих токах заряда и разряда входной емкости полупроводникового прибора. Благодаря этому значительно упрощается схема управления затвором [60]. К тому же использование IGBT в преобразователях не требует вспомогательных коммутационных цепей, они имеют высокую частоту переключений при низких коммутационных потерях [4].
Указанные предпосылки в настоящее время требуют постепенного перехода к новым преобразователям на IGBT транзисторах для электровозов переменного тока.
В данной диссертационной работе повышение энергетических показателей электровозов переменного тока в режиме рекуперативного торможения рассматривается только для коллекторных тяговых двигателей.
Влияние пульсации тока возбуждения на работу электровоза в режиме рекуперативного торможения с типовым ВУВ
Допустим, что в предшествующем полупериоде напряжения, обозначенном на рисунке 2.2 сплошной стрелкой, ток протекал по плечу VS2 и по цепи обмоток возбуждения ТЭД (активное сопротивление гв, индуктивность LB и резистор постоянной шунтировки Гпш) благодаря приложенной положительного знака в этом полупериоде переменной ЭДС еа7.Х4 секции а7-х4 вторичной обмотки тягового трансформатора. После смены в точке О направления ЭДС со сплошной на пунктирную стрелку, на интервале 0-1 обеспечивается возникновение отрицательного выпрямленного напряжения ив (рисунок 2.2). Это объясняется всё ещё проводимыми ток нагрузки тиристорами плеча VS2, но уже не под действием е а1.х4, а под действием ЭДС самоиндукции eL, возникшей в индуктивности LB обмоток возбуждения во время прохождения по ним тока нагрузки в предыдущий полупериод напряжения сети. В результате через секцию а7-х4 вторичной обмотки тягового трансформатора и плечо VS2 происходит разряд (передача) в сеть электромагнитной энергии, накопленной в индуктивности LB, создавая на своем пути потери энергии и сдвигая фазу (угол р) первой гармоники переменного тока i1 аб-х4 относительно переменного напряжения иаб.х4 в обмотке возбуждения а6-х4 тягового трансформатора (рисунок 2.2). Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале 0-1 приведена на рисунке 2.3, а.
Согласно типового способа управления в момент времени, соответствующий цифре 1, на плечо VS1 подается импульс управления с фазой ав. На интервале 1-2 (рисунок 2.2) происходит коммутация, ток в плече VS1 возрастает, а в плече VS2 падает до нуля. Выпрямленное напряжение равно нулю. Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале 1-2 представлена на рисунке 2.3, б. В течение всего интервала 1-2, пока ток переходит с одного тиристора на другой, оба тиристора будут открыты. Результирующий ток тиристора VS2 будет равен
На интервалах 2-я и л-3 (рисунок 2.2) ток протекает через открытое тиристорное плечо VS1 и цепь нагрузки. К обмоткам возбуждения ТЭД прикладывается напряжение, обусловленное выводами а6-а7 вторичной обмотки тягового трансформатора. Работа схемы на интервале л-3 аналогична работе на интервале 0-1 описанной выше. Мгновенные схемы замещения ВУВ во временных интервалах 2-п и л-3 представлены на рисунках 2.3, в и г. В момент времени, соответствующий цифре 3, на плечо VS2 подается импульс управления с фазой ав. На интервале 3-4 (рисунок 2.2) происходит коммутация, ток в плече VS2 возрастает, а в плече VS1 падает до нуля. Выпрямленное напряжение при этом равно нулю. Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале 3-4 представлена на рисунке 2.4, а.
На интервале 4-2п (рисунок 2.2) ток протекает через открытое тиристорное плечо VS2 и цепь нагрузки. К обмоткам возбуждения ТЭД прикладывается напряжение, обусловленное выводами а7-х4 вторичной обмотки тягового трансформатора. Мгновенная схема замещения ВУВ во временном интервале 4-2п представлена на рисунке 2.4, б. В следующий полупериод электромагнитные процессы ВУВ происходят аналогично описанным выше.
Согласно исследованиям [99], среднее значение выпрямленного напряжения при работе типового ВУВ за коммутационный и внекоммутационный интервалы времени его работы определяется по формуле cosaB+cos(aB+Y) pz тт
Во внекоммутационных интервалах мгновенные токи первичной обмотки трансформатора і± определяются как і± = івув/Кт, гДе т коэффициент трансформации трансформатора. В интервале коммутации по обмоткам трансформатора протекают токи il5 ivsl, iVS2. Для магнитодвижущей силы обмоток трансформатора справедливо следующее уравнение (без учета намагничивающего тока)
В результате типовой ВУВ работает с низким коэффициентом мощности, не превышающим 0,5. В случае уменьшения выпрямленного напряжения ВУВ с помощью увеличения угла ОСв снижается активная и повышается реактивная мощность, потребляемая ВУВ из тяговой сети, следовательно, значительно снижается и коэффициент мощности выпрямителя. Кроме того, задержка в каждом полупериоде отпирания тиристоров на интервал времени ав обеспечивает отставание первой гармоники тока і1 аб-х4 в обмотке возбуждения трансформатора относительно напряжения иаб.х4 на угол р (ВУВ потребляет значительную реактивную мощность индуктивного характера) [10], а также вызывает протекание тока во вторичной обмотке трансформатора в направлении против ЭДС трансформатора, что значительно влияет на величину пульсации тока возбуждения.
Влияние пульсации тока возбуждения на работу электровоза в режиме рекуперативного торможения с типовым ВУВ
Пульсация тока возбуждения ТЭД вызывает пульсацию магнитодвижущей силы и основного магнитного потока Ф, что в свою очередь обеспечивает появление дополнительных потерь, повышенного нагрева обмоток ТЭД, нарушение его коммутации и поэтому должна ограничиваться. К тому же пульсация выпрямленного тока изменяет форму кривой переменного тока в первичной обмотке трансформатора, оказывая неблагоприятное влияние на коэффициент мощности [99].
Для уменьшения пульсации магнитного потока Ф на электровозах переменного тока используют шунтирующие резисторы Гдш (рисунок 2.1). За счет этого постоянная составляющая выпрямленного тока ів протекает через обмотку возбуждения, а переменная составляющая іпш замыкается через шунтирующий резистор гпш. Происходит это потому, что индуктивное сопротивление шунтирующего резистора для переменной составляющей выпрямленного тока намного меньше индуктивного сопротивления обмотки возбуждения ТЭД. Данное мероприятие позволяет лишь несколько снизить пульсацию выпрямленного тока.
Математическая модель силовых цепей электровоза переменного тока в режиме рекуперативного торможения
Для выполнения расчетов приняты следующие условия: 2-х путный участок при параллельном соединении контактных подвесок, марка троса ПБСМ1-95, контактный провод 2МФ-100, тип рельса Р75.
После проведения многокритериальной оптимизации [86] получены уточненные значения параметров схемы для участка контактной сети длиной 400 м Доказано [48], что при использовании схемы замещения контактной сети согласно рисунку 3.3 с указанными параметрами элементов, переходные процессы в большей степени соответствуют процессам, протекающим в реальной контактной сети. Поэтому выбранная конечно-элементная модель длинной линии используется при исследованиях в данной диссертационной работе.
Тяговая подстанция рассматривается как идеальный источник синусоидального ЭДС, последовательно с которым включены приведенная индуктивность Ьш и активное сопротивление Rm, учитывающие параметры первичной энергосети и самой подстанции. Схема замещения тяговой подстанции приведена на рисунке 3.4. Рисунок 3.4 - Схема замещения тяговой подстанции Величина ЭДС определяется как етп = Етпл/2 sin 2лft, (3.4) где f = 50 Гц - частота питающей ЭДС; Еш - действующее значение ЭДС, В. Величина ЭДС тяговой подстанции принимается на 10 % выше номинальной Етп = 1,1ЕШН0М, действующее значение ЭДС составляет Етп= 1,1-25000=27500 В. Приведенные параметры тяговой подстанции при питании от трансформатора мощностью 40 МВА, имеющего собственное индуктивное сопротивление ХЬш=3,8 Ом при частоте 50 Гц, составляют LTn= 17,662 мГн, Rm=0,2 Ом [2, 48].
В данной диссертационной работе моделируется участок фидерной зоны с двухсторонним питанием (рисунок 3.5). Расстояние между тяговыми подстанциями равно 40 км и состоит из 100 конечных элементов (рисунок 3.3), каждый из которых имитирует 400 м контактной сети. Работа электровоза исследуется при условии максимального удаления от тяговой подстанции, т.е. на середине фидерной зоны. КС 400м 1 КС 400м 2 КС 400м
Математическая модель силовых цепей электровоза переменного тока в режиме рекуперативного торможения
Электровоз переменного тока, как объект математического моделирования, представляет собой сложную комплексную систему, состоящую из нескольких подсистем, осуществляющих взаимодействие между собой. Силовая электрическая часть электровоза с контактной сетью и его система управления является одной из таких подсистем [17].
В качестве прототипа принимается силовая электрическая часть двухсекционного электровоза ВЛ80Р [103]. Одна секция состоит из тягового трансформатора, двух ВИП, ВУВ, двух сглаживающих реакторов, блока балластных резисторов, четырех ТЭД, датчика угла коммутации и датчика слежения за напряжением во вторичной обмотке тягового трансформатора.
Алгоритм работы модели соответствует алгоритму работы блока управления ВИП электровоза ВЛ80Р в режиме рекуперативного торможения.
В данной работе моделируется тяговый трансформатор ОДЦЭ-5000/25 УХЛ2 электровоза ВЛ80Р, схема обмоток которого представлена на рисунке 3.6 [103]. Параметры трансформатора оказывают наибольшее влияние на протекание переходных процессов в силовых цепях электровоза, поэтому необходимо точное его моделирование для получения достоверных результатов.
Согласно рекомендациям [17], схема замещения трансформатора представляет собой многообмоточную систему с магнитными связями (рисунок 3.7). Распределенными емкостями обмоток в диапазоне рассматриваемых частот при моделировании можно пренебречь, а распределенные параметры индуктивностей обмоток принимаем сосредоточенными и постоянными для каждого интервала времени процесса работы трансформатора. Так как витки каждой вторичной тяговой обмотки (al-xl, а2-х2) расположены только на одном из стержней магнитопровода, значениями взаимоиндуктивностей между секциями этих обмоток можно пренебрегать в силу их малости.
Секции одной вторичной тяговой обмотки трансформатора соединены с силовой схемой одного ВИП. Во всех зонах регулирования напряжения ВИП можно рассматривать как двухзонный в виду аналогичного принципа их работы. Поэтому схему замещения тягового трансформатора, приведенную к одному преобразователю, необходимо представить в виде трехобмоточной системы, параметры которой будут определяться в зависимости от номера зоны регулирования. u1
Проведенные испытания доказывают соответствие параметров модели паспортным данным трансформатора [103]. В итоге математическая модель трансформатора дополнена внесением магнитных характеристик сердечника, что позволяет максимально приблизить протекающие электромагнитные процессы в нем к процессам, протекающим в тяговом трансформаторе электровоза.
ВИП осуществляет плавное четырехзонное регулирование напряжения на ТЭД. Анализ работы преобразователя электровоза показывает, что на всех зонах регулирования, кроме первой, преобразователь можно рассматривать как двухзонный, а при переходах с зоны на зону необходимо изменять только параметры секций вторичной обмотки и номера плеч, подключаемые к выводам этих секций.
Результаты исследования работы электровоза с типовым и предлагаемым ВУВ на лабораторном стенде
Для наглядного определения эффекта от предлагаемого ВУВ на рисунках 3.41-3.42 приведены на одной плоскости диаграммы выпрямленного напряжения ив и тока ів ВУВ. Видно, что максимальные мгновенные значения тока возбуждения, при работе с предлагаемым ВУВ, сдвинуты к началу полупериода. Это, в свою очередь, влияет на форму тока инвертора /„, а именно снижает его пульсацию (рисунок 3.43). В результате совместного действия от снижения пульсации тока инвертора и изменения формы выпрямленного напряжения и тока ВУВ изменяется форма тока в первичной обмотке тягового трансформатора і і (рисунок 3.44). Происходит увеличение тока при выключении VT1 предлагаемого ВУВ в момент максимальных амплитудных значений сетевого напряжения. При работе с типовым ВУВ, наоборот, в это время происходит его включение и ток в первичной обмотке тягового трансформатора снижается, что несколько снижает коэффициент мощности электровоза.
Зависимость коэффициента мощности электровоза от тока возбуждения в режиме рекуперативного торможения
Из полученных зависимостей видно, что электровоз в режиме рекуперативного торможения при работе с предлагаемым ВУВ, имеет в среднем на 4 % больший коэффициент мощности и на 8 % меньшую пульсацию тока якоря генератора, относительно работы с типовым ВУВ.
Исследование цепей защиты от коммутационных перенапряжений выпрямительной установки возбуждения электровоза на IGBT транзисторах
Все силовые преобразовательные устройства должны быть надежно защищены от любых аварийных режимов. Одна из основных причин возникновения таких режимов связана с высокими скоростями изменения тока современных электронных ключей и наличием индуктивностей рассеяния в цепях коммутации. Конструкция преобразователя должна при всех условиях эксплуатации обеспечивать отсутствие опасных перенапряжений, способных вывести силовые управляемые ключи из строя. Следовательно, в предлагаемом ВУВ должны быть предусмотрены цепи защиты для снижения коммутационных перенапряжений.
Коммутационные выбросы вызываются переходными процессами, происходящими при переключении силовых ключей. Возникающее в результате коммутационное напряжение суммируется с напряжением источника питания. Причиной возникновения переходных перенапряжений является прерывание больших токов с высокой скоростью в индуктивностях, находящихся в силовой цепи, а именно индуктивности нагрузки LB и индуктивностей рассеяния силового трансформатора Lpac. В предлагаемом ВУВ индуктивность нагрузки (обмотка возбуждения ТЭД) зашунтирована параллельным диодом [63]. При отключении IGBT, из-за наличия индуктивностей рассеяния трансформатора, возникает импульсное перенапряжение. В результате напряжение на коллекторе IGBT транзистора возрастает на величину AV=Lpacxdic/dt относительно потенциала источника питания VDC, где dic/dt - скорость спада тока коллектора. Суммарное напряжение «коллектор - эмиттер» при этом равно VCE=VDC+AV И может превысить допустимое значение, а следовательно, вывести транзистор из строя [46].
Цепи защиты должны исключать выход параметров IGBT транзистора ВУВ за область безопасной работы (ОБР или SOA - Safe Operating Area) даже в аварийных режимах работы [44]. Ограничение до безопасных пределов напряжения на силовых выводах (коллектор - эммитер) может достигаться применением снабберных цепей или регулировкой скорости переключения с помощью схемы управления затвором.
Наиболее распространенным способом защиты электронных ключей от коммутационных перенапряжений является применение параллельных снабберных цепей. Основой таких цепей является конденсатор. Для снижения добротности паразитного колебательного контура последовательно с конденсатором устанавливается резистор. Известно, что характеристики паразитного контура, из-за наличия индуктивностей рассеяния, плохо поддаются расчету или моделированию, поэтому в процессе разработки необходимо корректировать параметры снабберной цепи на основании результатов экспериментальной проверки [46]. Главными критериями выбора параметров снабберной цепи являются минимальное значение перенапряжения и отсутствие опасных колебаний. Исследование защитных цепей ВУВ осуществлялось на математической модели электровоза переменного тока в пакете MatLab Simulink [63].
Из рисунка 3.52 видно, что отключение IGBT транзистора происходит в середине полупериода, в момент максимального амплитудного значения напряжения трансформатора. Ток возбуждения, при котором осуществляется коммутация IGBT транзистора, равен 800 А (рисунок 3.52, б). В результате использования таких защитных цепей, напряжение коллектор-эмиттер IGBT транзистора VT1 в момент отключения возрастает вдвое относительно потенциала источника питания (рисунок 3.52, в). Из рисунка 3.52 г, д и е видно, что большая часть энергии индуктивностей рассеяния проходит через цепь СЗ-R3, шунтирующую IGBT транзистор, обуславливающая возникновение импульсного тока более 400
В результате такого способа включения защитных RC цепей, напряжение коллектор-эмиттер IGBT транзистора при отключении возрастает вдвое относительно потенциала источника питания (рисунок 3.54, в). Однако, импульсный ток через цепь C3-R3, шунтирующую IGBT транзистор, снизился до 50 А (рисунок 3.54, г). Но теперь большая часть энергии индуктивностей рассеяния проходит через цепи Cl-Rl, C2-R2 в соответствующий полупериод, обуславливая возникновение импульсного тока до 300 А (рисунок 3.54, д, е).
Рассмотренные выше варианты использования снабберных RC цепей пригодны для практической реализации, однако необходимы специальные, мощные импульсные конденсаторы, которые имеют большие габаритные размеры.
Разработан принципиально новый способ защиты от коммутационных перенапряжений, заключающийся в том, что большая часть энергии индуктивностей рассеяния при выключении IGBT транзистора отводится с его коллектора через дополнительные управляемые электронные ключи на вторичную обмотку дополнительного трансформатора (рисунок 3.55). Включение дополнительных электронных ключей VT2, VT3 осуществляется поочередно, в зависимости от полупериода сетевого напряжения, в момент не позже выключения IGBT транзистора VT1, а выключение через некоторый промежуток времени, зависящий от длительности коммутационных перенапряжений. Энергия коммутационных перенапряжений гасится за счет направления возникающего тока противоположно ЭДС вторичной обмотки дополнительного трансформатора. В качестве электронных ключей используются IGBT транзисторы.