/
Author: Тихменев Б.Н.
Tags: электрооборудование железнодорожный транспорт электровозы подвижной состав
Year: 1958
Text
sL\- э
THol
Б. H. ТИХМЕНЕВ
ЭЛЕКТРОВОЗЫ
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА СО СТАТИЧЕСКИМИ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯМИ
Б. Н. ТИХМЕНЕВ
ЭЛЕКТРОВОЗЫ
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА СО СТАТИЧЕСКИМИ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯМИ
ГОСУДАРСТВЕННОЕ ТРАНСПОРТНОЕ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНОЕ издательство Москва 1958
Кяига содержит основы теории, методику расчетов характеристик и выбора параметров электрооборудования электровозов переменного тока промышленной частоты со статическими преобразователями. Рассмотрены принципы построения схем и систем регулирования электровозов этого типа; дано краткое описание электрической части выполненных электровозов.
Книга рассчитана на инженерно-технических работников по электроподвижному составу и может служить учебным пособием для студентов электротяговой специальности.
Редактор: канд. техн, наук С. ПЕТРОВ
ПРЕДИСЛОВИЕ
Электровозы со статическими преобразователями — выпрямителями—в настоящее время признаны наиболее перспективными для электрической тяги на переменном токе нормальной промышленной частоты. Разработкой и постройкой электровозов этого типа последние годы занимается большинство ведущих электровозостроительных фирм за рубежом, крупные работы по созданию этих электровозов уже проведены в СССР, и в ближайшее время отечественной промышленностью должны быть освоены в серийном производстве мощные выпрямительные электровозы.
Первый опытный электровоз со статическим преобразователем — управляемым ртутным выпрямителем — был построен в СССР еще в 1938 г. Его разработка была начата в 1935 г. и проводилась при полном отсутствии как отечественного, так и зарубежного опыта в этой области. В настоящее время имеется значительный опыт практического осуществления электровозов со .статическими преобразователями, однако пока он слабо освещен в литературе.
В 1937 г. проф. Б. М. Шляпошниковым было опубликовано экспериментально-теоретическое исследование процесса выпрямления однофазного тока [1]. Однако эта работа была посвящена главным образом изучению вопросов, связанных с сеточным регулированием выпрямленного напряжения, которое не нашло широкого применения на электровозах, и не содержала достаточно полного анализа влияния основных параметров схемы электровоза на его тяговые и энергетические характеристики, а также исследования взаимодействия электровозов с устройствами энергоснабжения.
В последние годы в СССР и за рубежом были опубликованы работы, посвященные различным вопросам теории и методики расчета основных характеристик выпрямительных электровозов. Проф. И. Л. Кагановым предложен графоаналитический метод исследования процесса выпрямления однофазного тока при конечных величинах индуктивностей цепей выпрямленного и переменного тока [2].
Более детальное исследование этого процесса применительно к электровозам произведено С. А. Петровым [3], а исследование гармонических составляющих несинусоидального переменного тока выпрямительных электровозов выполнено В. А. Головановым [4].
Достаточно полных работ по общей теории электровозов со статическими преобразователями не имеется, хотя процессы и взаимное влияние параметров электрооборудования выпрямительных электровозов отличаются сложностью. Это обстоятельство нередко
3
вызывает ошибочные суждения о явлениях и взаимной связи основных параметров этих электровозов.
Книга об электровозах со статическими преобразователями является попыткой восполнить этот пробел. Она написана на основании личных работ автора по созданию первых отечественных электровозов этого типа и опыта завода «Динамо» им. С. М. Кирова, построившего один из первых в мире электровозов переменного тока с ртутным выпрямителем, а также Новочеркасского электровозостроительного завода им. С. М. Буденного (НЭВЗ), построившего новые опытные электровозы с игнитронами серии НО и мощный электровоз с игнитронами серии Н60.
Необходимо отметить, что в создании отечественных электровозов переменного тока участвовали Всесоюзный электротехнический институт им. В. И. Ленина (ВЭИ) и Московский трансформаторный заводим. В. В. Куйбышева (МТЗ), а в исследованиях—Всесоюзный научно-исследовательский институт железнодорожного транспорта (ЦНИИ МПС) и Московский энергетический институт (МЭИ).
В создании советских выпрямительных электровозов активное участие принимали: проф. Д. К- Минов, вложивший много труДа в разработку первого опытного электровоза, канд. техн, наук Л. М. Трахтман, участвовавший в проектировании опытных электровозов в послевоенные годы; главный конструктор Новочеркасского завода Б. В. Суслов, инженеры Л. Д. Кочураев, Б. А. Тушканов, И. Л. Шапиро и другие, создавшие новые образцы выпрямительных электровозов и в том числе электровоза Н60, канд. техн, наук Т. А. Суетин (ВЭИ), создавший конструкцию игнитронов для электровозов, главный конструктор Московского трансформаторного завода С. И. Рабинович и инженер П. И. Суходольский.
Автор приносит благодарность канд. техн, наук С. А. Петрову и канд. техн, наук И. Н. Сидорову за ценные замечания, сделанные ими при редактировании и рецензировании рукописи.
ГЛАВА I
СИСТЕМЫ ЭЛЕКТРОВОЗОВ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
§ 1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Директивами XX съезда КПСС по шестому пятилетнему плану предусмотрено широкое внедрение электрической тяги на железных дорогах СССР, а также освоение производства новых типов электровозов, в том числе электровозов переменного тока.
Грандиозные масштабы электрификации железных дорог СССР обязывают работников эксплуатации и электровозостроителей уделить особое внимание вопросам экономики и технического уровня электрической тяги.
Как известно, развитие электрической тяги на магистральных железных дорогах происходило главным образом на основе двух систем тока: постоянного тока 1 500 и 3 000 в и переменного тока пониженной частоты 162/3 и 25 гц при напряжении 11 000—22 000 в.
Б СССР до последнего времени железнодорожные магистрали электрифицировались на постоянном токе 3 000 в. Эта система получила распространение и во многих зарубежных странах.
Электровозы постоянного тока отличаются относительной простотой оборудования, имеют удовлетворительные тяговые характеристики и достаточно высокую надежность в эксплуатации. Однако с точки зрения устройств энергоснабжения уровень напряжения сети при системе постоянного тока является явно недостаточным, особенно если учесть существующее на железных дорогах СССР стремление к повышению в два-три раза мощности электровозов и большие протяженности дорог, подлежащих электрификации.
В результате электрификация железных дорог на постоянном токе требует больших капитальных вложений и затрат цветных металлов на устройства контактной сети и сооружение большого количества преобразовательных тяговых подстанций.
Повышение напряжения сети при постоянном токе связано с серьезными трудностями, и попытки повысить его свыше 3 000 в не дали благоприятных результатов. Необходимо отметить, что напряжение 3 000 в не является оптимальным для электрооборудования электровозов. Оптимальный уровень лежит в пределах 750— 1 500 в, и повышение напряжения до 3 000 в весьма неблагоприятно сказывается на габаритных размерах, весе и надежности тяговых электродвигателей и другого электрооборудования электровозов.
5
Одновременно возрастает и стоимость электрооборудования, главным образом из-за повышенного расхода дорогих изоляционных материалов.
При достаточно высоком напряжении в сети система переменного тока позволяет трансформировать его на электровозе до величины, целесообразной по конструкции тяговых двигателей и другого электрооборудования. Однако это крупное преимущество при системе переменного тока специальной пониженной частоты не дает значительного эффекта из-за необходимости постройки дорогостоящих преобразовательных тяговых подстанций. Существенный экономический эффект может быть достигнут только при непосредственном питании железных дорог переменным током промышленной частоты.
Распространению системы электрической тяги на переменном токе промышленной частоты до последних лет препятствовали трудности в создании электровозов, способных по своим тяговым и энергетическим показателям, стоимости и надежности конкурировать с электровозами постоянного тока или переменного тока пониженной частоты.
Электровозы переменного тока промышленной частоты могут быть осуществлены по нескольким принципиальным схемам:
1) с коллекторными тяговыми электродвигателями, питаемыми непосредственно от трансформатора электровоза;
2) с мотор-генераторным преобразователем однофазного переменного тока в постоянный и тяговыми электродвигателями постоянного тока;
3) с вращающимся преобразователем однофазного переменного тока в двух- или трехфазный и асинхронными тяговыми электродвигателями;
4) со статическими преобразователями однофазного переменного тока в постоянный и электродвигателями постоянного тока.
Сравнивая эти системы, необходимо иметь в виду следующие основные направления в современном электровозостроении.
1. В настоящее время все электровозы, в том числе скоростные пассажирские, выполняются только с движущими осями при использовании всего веса локомотива в качестве сцепного.
2. Этот принцип в конструировании электровозов сочетается с постоянным ростом мощности, приходящейся на одну движущую ось. Если в довоенные годы мощность на движущую ось для грузовых электровозов редко превышала 300—400 кет, то для современных конструкций она составляет 500—600 кет и более.
При отсутствии поддерживающих осей это означает повышение удельной мощности электровозов с 15—20 до 25—30 квт/т.
Это осуществляется или за счет повышения удельных тяговых усилий часового режима электровозов, т. е. повышения коэффициента тяги, или повышения скорости часового режима.
Коэффициент тяги возрос с 0,16-н0,18 до 0,20-4-0,22 и более, а скорость часового режима увеличилась с 30-н35 до 40-4-45 км1ч. 6
3. Если в западноевропейских странах повышение удельной мощности и скорости часто диктуется соображениями унификации грузовых и пассажирских электровозов и стремлением создать «универсальный электровоз», то для железных дорог СССР при исключительно больших грузопотоках и тенденции к их дальнейшему повышению осуществление таких показателей необходимо для нормальных грузовых электровозов. Так, электровоз серии ВЛ22М имеет удельную мощность 18 квт/т, а восьмиосный электровоз Н8 и шестиосный ВЛ23 уже имеют удельную мощность около 23 квт/т. Однако коэффициент тяги этих электровозов еще относительно низкий (0,19), что часто приводит к ограничению веса поезда по нагреванию тяговых двигателей.
Уже сейчас железнодорожным транспортом предъявляются требования к дальнейшему повышению мощности на ось до 650— 750 кет с доведением коэффициента тяги до 0,22-^0,24, скорости часового режима до 45-4-50 км/ч, максимальной до 110-4-120 км/ч, а удельной мощности до 30-:-35квт/т.
Столь высокие удельные мощности могут быть достигнуты не при любой системе электровоза переменного тока, причем для электровозов постоянного тока 3 000 в это также представляет серьезные трудности.
Рассмотрим, в какой степени удовлетворяют этим требованиям основные системы электровозов переменного тока при современном уровне их развития.
§ 2. ЭЛЕКТРОВОЗЫ С КОЛЛЕКТОРНЫМИ двигателями
Принципиальная схема этих электровозов наиболее проста. Коллекторные тяговые электродвигатели последовательного возбуждения включаются на вторичную обмотку трансформатора. Пуск и регулирование скорости осуществляются без пусковых сопротивлений — переключением ступеней трансформатора под нагрузкой.
Естественно, что эта простейшая схема в течение многих лет привлекала к себе внимание конструкторов электровозов. Поскольку не удавалось преодолеть трудности в создании коллекторного двигателя нормальной частоты, в ряде стран получила распространение система переменного тока пониженной частоты.
Как известно, эти трудности связаны с трансформаторной э.д.с., индуктируемой переменным потоком возбуждения в проводниках якоря. Под действием трансформаторной э.д.с. в коммутируемых витках обмотки якоря, замыкаемых щетками, возникает большой ток, ограниченный только малым сопротивлением витков, щеток и контактов коллекторных пластин со щетками.
Трансформаторная э.д.с. может быть компенсирована отстающей составляющей потока добавочных полюсов. Но это возможно при вращении якоря, т. е. при движении электровоза, а при трогании электровоза с места и разгоне до некоторой скорости трансформаторная э.д.с. не компенсируется.
7
Поэтому необходимы специальные меры или уменьшающие величину трансформаторной э.д.с. до допустимых значений, или увеличивающие сопротивление контура, замыкаемого щетками.
Основным средством снижения трансформаторной э.д.с. является увеличение числа полюсов машины с соответствующим уменьшением потока возбуждения полюса. Однако это возможно в известных пределах.
При частоте 50 гц увеличение числа полюсов не дает удовлетворительного решения вопроса, в связи с чем в начале развития электрической тяги пришлось прибегнуть к уменьшению частоты переменного тока, что при одинаковом потоке возбуждения полюса обеспечивает пропорциональное уменьшение трансформаторной э.д.с.
В последние годы в конструировании коллекторных тяговых двигателей имеются большие успехи, которые позволили осуществить двигатели этого типа для электровозов переменного тока 50 гц с показателями, приближающимися к двигателям пониженной частоты, выполненным по старым принципам. Этим достижениям способствовали новые схемы якорных обмоток (двукратнозамкнутые), обмотки с добавочными сопротивлениями и новейшие конструкции щеткодержателей, применение разрезных щеток, а также общий прогресс в электротехнических материалах.
Если в довоенные годы для опытного электровоза 50 гц фирмой Сименс-Шуккерт был построен коллекторный двигатель 246 кет с удельным весом 10,2 кг/квт, причем на каждой оси электровоза было установлено два таких двигателя, и если в первые годы после войны изучались конструкции коллекторных двигателей с двумя якорями на общем валу, то современные конструкции этих двигателей имеют мощность часового режима 500ч-700 кет и более в одном якоре при весе 5н-6 кг/квт.
Несмотря на значительные достижения, коллекторные двигатели 50 гц не удовлетворяют современным требованиям.
Например, четырехосный электровоз со сцепным весом 84 т фирмы Жемон, построенный для участка Валенсьенн — Тионвилль железных дорог Франции, имеет четыре коллекторных тяговых двигателя по 500 кет, 250 в, 3 000 а, 680 об/мин. Вес двигателя 4 350 кг, или 8,7 кг/квт. Приведенные данные являются номинальными. При большем напряжении на зажимах двигатель способен развивать большую мощность. Однако эти параметры получены при высоких окружных скоростях якоря и коллектора, в результате чего максимальная скорость вращения двигателя сравнительно низка — 1 350 об/мин. Поэтому электровоз имеет скорость часового режима 53 км/ч при максимальной скорости по двигателям 105 км/ч и тяговое усилие часового режима 13 600 кг, что соответствует коэффициенту тяги всего 0,162. Повышение коэффициента тяги за счет скорости часового режима невозможно, так как запас по максимальной скорости отсутствует.
Этот недостаток коллекторных двигателей является следствием того, что даже при использовании всех известных в настоящее 8
время средств повышение мощности двигателя достигается не за счет увеличения его вращающего момента, что требует увеличения потока возбуждения машины и вызывает рост трансформаторной э.д.с., а главным образом за счет повышения окружной скорости якоря и сближения номинальной скорости вращения с максимальной.
Те же соотношения можно видеть и в электровозах с коллекторными двигателями 50 гц фирмы Эрликон, которой разработан тяговый двигатель часовой мощностью 736 кет (1 000 л. с.) с весом 5,4 кг!квт. Электровоз имеет скорость часового режима 85 км/ч, максимальную скорость 125 км/ч и при нагрузке на ось 19 т—коэффициент тяги 0,167. Повышению коэффициента тяги препятствует предельное по габаритным условиям передаточное число зубчатой передачи.
Электровозы с коллекторными двигателями нормальной частоты имеют менее благоприятные тяговые характеристики, чем электровозы переменного тока других систем. Значительная крутизна характеристики коллекторных двигателей, являющаяся следствием большего индуктивного падения напряжения в обмотках двигателя, особенно при 50 гц, обусловливает повышенную склонность этих электровозов к боксованию.
К отмеченным недостаткам необходимо добавить конструктивную сложность коллекторных двигателей. Двигатели имеют шихтованный статор, большое число полюсов, сложную обмотку и большое число щеткодержателей. Так, двигатель фирмы Жемон имеет 18 полюсов и 18 щеткодержателей с пятью разрезными щетками в каждом.
§ 3. МОТОР-ГЕНЕРАТОРНЫЕ ЭЛЕКТРОВОЗЫ
На мотор-генераторных электровозах однофазный переменный ток сети после понижения напряжения трансформатором преобразуется в постоянный ток посредством мотор-генератора, состоящего из синхронного однофазного двигателя и обычно двух генераторов постоянного тока, от которых питаются тяговые двигатели постоянного тока последовательного или смешанного возбуждения. Пуск и регулирование скорости осуществляются без пусковых сопротивлений, путем регулирования напряжения генераторов изменением их возбуждения.
Мотор-генераторные электровозы были известны давно и строились в США для железных дорог, электрифицированных на переменном токе 25 гц. Электровозы этого типа могли быть выполнены и на частоту 50 гц, однако они не послужили основой для развития системы тяги на переменном токе промышленной частоты из-за высокой стоимости, большого веса и низкого к.п.д. Мощность на единицу веса мотор-генераторных электровозов, строившихся в США, не превышала 10 кет/т, а их к.п.д. был около 0,75. Эти недостатки, несмотря на важное преимущество мотор-генераторных электровозов в отношении cos 9, который может поддерживаться близким к еди
9
нице или даже несколько опережающим, ограничили распространение мотор-генераторных электровозов.
Прогресс электромашиностроения и более легкие современные конструкции механической части электровозов позволяют в настоящее время значительно улучшить показатели мотор-генераторных электровозов. Все же по сравнению с другими системами они остаются самыми тяжелыми и дорогими, к.п. д. их остается по-прежнему низким, а удельная мощность не достигает необходимых значений.
Наиболее современным является мотор-генераторный электровоз, построенный во Франции фирмой Альстом для железной дороги Валенсьенн — Тионвилль. Шестиосный мотор-генераторный электровоз фирмы Альстом выполнен на свободных трехосных тележках облегченной конструкции с кузовом, имеющим центральную кабину. Вес электровоза 126 т, мощность 1 800 кет за счет автоматического регулирования возбуждения генераторов и тяговых двигателей поддерживается постоянной. При часовом режиме скорость 26,1 км/ч, усилие тяги 25 400 кг, а коэффициент тяги 0,2. Удельная мощность выше, чем у американских электровозов, этого типа, но все же очень низка — 14,3 квт/т. Максимальная скорость всего 60 км/ч.
Возможно дальнейшее улучшение показателей мотор-генераторных электровозов, например, за счет применения новых видов теплостойкой изоляции. Машины фирмы Альстом выполнены на изоляции класса В. Применяя теплостойкую изоляцию на кремнеорганических лаках и смолах, удельную мощность можно повысить на 15—20% без увеличения веса электровоза, т. е. довести ее до 17 кет/т. Однако это вызовет дополнительное удорожание электровозов, поскольку установленная мощность машин в три раза больше мощности электровоза, а также понижение к. п. д. электровоза.
Некоторый резерв, который может- быть использован для повышения мощности, приходящейся на одну ось, представляет возможность увеличения нагрузки на ось с 21 до 23 т, допускаемой для электровозов в СССР. Но повышению мощности препятствуют ограничения для генераторов постоянного тока по условиям коммутации. При мощности тяговых двигателей около 450 кет и мощности мотор-генератора 3 000 кет необходимо или увеличение числа генераторов в агрегате до трех, или понижение скорости их вращения с 1 500 до 1 000 об/мин, что связано с резким увеличением веса. Таким образом, мощность мотор-генераторных электровозов на одну ось ограничена величиной 450-н500 кет, а удельная мощность величиной 20-Г-22 квт/т.
Следствием относительно низкой удельной мощности мотор-генераторных электровозов является дополнительное увеличение их стоимости, так как для выполнения электровоза заданной мощности необходимо большее число осей.
10
§ 4. ЭЛЕКТРОВОЗЫ С АСИНХРОННЫМИ ТЯГОВЫМИ ДВИГАТЕЛЯМИ
В развитии электровозов переменного тока значительное место занимают попытки осуществления электровозов с простейшими асинхронными тяговыми двигателями. В Италии для решения этой проблемы применялась система трехфазного тока, которая не получила распространения из-за сложности контактной сети.
В США одновременно с мотор-генераторными электровозами строились электровозы с так называемым расщепителем фаз, представляющим однофазную синхронную машину с дополнительной обмоткой в статоре, смещенной на 90° по отношению к основной обмотке. Вращающимся потоком машины в дополнительной обмотке, называемой генераторной, наводится э.д.с., сдвинутая по фазе на 90° по отношению к напряжению трансформатора, питающего расщепитель. Присоединяя эту обмотку к средней точке вторичной обмотки трансформатора, можно получить трехфазную систему напряжений для питания асинхронных тяговых двигателей.
Так же, как мотор-генераторные, электровозы с расщепителем фаз в США строились для частоты 25 гщ но не имеется принципиальных трудностей в выполнении электровозов этой системы для 50 гц. Наоборот, при 50 гц может быть повышена скорость вращения расщепителя фаз и скорость вращения или число полюсов тяговых двигателей, что дает уменьшение веса машин. Подобная система при частоте 50 гц была осуществлена в Венгрии на известных электровозах системы Кандо, на которых вместо расщепителя фаз был применен синхронный преобразователь фаз с двумя электрически не соединенными обмотками—моторной и многофазной генераторной.
Регулирование скорости электровозов с расщепителем или преобразователем фаз осуществляется переключением числа полюсов тяговых двигателей. Редко применялось каскадное включение двигателей, при котором падает максимальный вращающий момент и неравномерно распределяются тепловые потери между двигателями. Пуск производится посредством жидкостных реостатов в роторных цепях.
Характеристики электровозов с асинхронными двигателями принципиально отличаются от характеристик электровозов постоянного тока и электровозов переменного тока как мотор-генераторных, так и электровозов с коллекторными двигателями. На каждой экономической (безреостатной) ступени при данном числе полюсов параллельного или каскадного соединения скорость электровоза в соответствии с характеристикой асинхронных двигателей почти не изменяется с нагрузкой, т. е. электровозы имеют так называемую шунтовую характеристику.
Известны попытки доказать, что такая характеристика выгодна, так как обеспечивает постоянство скорости движения и прохождение электровозом подъемов без снижения скорости, которое имеет место при падающей характеристике, свойственной двигателям
11
последовательного возбуждения. При использовании этой возможности верхняя ступень скорости должна лежать вблизи конструктивной скорости электровоза. Но в этом случае движение на подъемах требует затраты очень большой мощности. Если, например, принять конструктивную скорость 100 км/ч, коэффициент тяги 0,2, то при нагрузке на ось 22 т мощность, развиваемая одной осью электровоза, будет равна 1 200 кет, а полная мощность шестиосного электровоза 7 200 кет. Необходимо также иметь в виду, что резкое повышение мощности будет даже на коротких подъемах, близких к длине поезда, так как при постоянстве скорости отсутствует использование кинетической энергии поезда. На уклонах, даже коротких, асинхронные двигатели переходят в генераторный режим и происходит рекуперативное торможение с отдачей мощности в сеть. Таким образом, движение с постоянной скоростью сопровождается бесполезным перекачиванием энергии из сети в систему поезда и обратно, что сопряжено с дополнительной нагрузкой системы энергоснабжения и лишними потерями энергии.
Поэтому практически движение с постоянной максимальной скоростью не используется, за исключением легких пассажирских поездов, а также грузовых поездов при равнинном профиле или с подъемами очень большой протяженности. На дорогах с обычным горным или холмистым профилем пути электровозы с асинхронными двигателями преодолевают тяжелые подъемы на промежуточных ступенях скорости, т. е. косвенным путем достигается некоторое подобие падающей характеристики.
Если верхняя характеристика лежит вблизи максимальной скорости электровоза, то переключение числа полюсов дает очень грубое регулирование и интервалы скорости между экономическими ступенями получаются большими. Наиболее просто осуществляется переключение числа полюсов в отношении 1:2, что дает всего две ступени скорости. Ценой значительного усложнения конструкции двигателей, аппаратов управления, а в некоторых случаях и установки лишних машин большой мощности удается получить 3, 4 и максимально 5 экономических ступеней скорости с интервалами 15-ь 4-25 км/ч, между которыми осуществляется реостатное регулирование с потерями энергии.
Помимо совершенно неудовлетворительных условий регулирования скорости, асинхронные двигатели требуют равенства диаметров бандажей в эксплуатации со значительно большей точностью, чем двигатели последовательного возбуждения. Для удовлетворительного распределения нагрузок между двигателями необходимо, чтобы разность скоростей вращения была значительно меньше скольжения, которое для двигателей, имеющих высокий к. п. д. и большой максимальный вращающий момент, при номинальной нагрузке составляет около 1—2 %. Соответственно разность диаметров колес электровоза не должна превышать примерно 0,1% или (при диаметре колеса 1 200 мм) 1—1,5 мм.
Известно, что при нормальных условиях эксплуатации асин-12
хронные двигатели обеспечивают равномерный износ бандажей, так как двигатели осей, имеющих меньший диаметр бандажей, работают с меньшим скольжением и меньшей нагрузкой. Но жесткий допуск вызывает затруднения при замене или обточке отдельных колесных пар. Трудности возникают также при кратной тяге двумя или несколькими электровозами.
Поэтому электровозы с асинхронными двигателями, обладающие малым числом экономических ступеней скорости и реостатным пуском, не могли соперничать с другими системами электровозов переменного тока, имеющими безреостатный пуск и большое число ступеней скорости.
Хотя дискуссия о преимуществах характеристик того или иного вида не была закончена официальным признанием непригодности шунтовой характеристики, практически электровозы с асинхронными двигателями распространения не получили, а поиски в этой области были направлены на создание электровозов с асинхронными двигателями, имеющими нешунтовую характеристику и безреостатный пуск.
Безреостатное регулирование скорости асинхронного двигателя можег быть получено одновременным регулированием напряжения и частоты на зажимах статора. В этом случае тяговые двигатели могут иметь простейшую конструкцию с короткозамкнутым ротором, однако для их питания требуются сложные машинные преобразователи числа фаз и частоты. Подобные системы разрабатывались в Венгрии, но не получили развития ввиду их сложности. Позднее электровозы с асинхронными короткозамкнутыми двигателями и регулированием частоты были построены швейцарской фирмой Эрликон по заказу французских железных дорог для участка Валенсьенн — Тионвилль.
На электровозе фирмы Эрликон установлены два машинных агрегата: синхронный расщепитель фаз, который питается от понижающего трансформатора, и асинхронный преобразователь частоты. Ротор преобразователя частоты вращается двигателем постоянного тока, получающим питание от генератора постоянного тока, установленного на валу расщепителя фаз. Ротор преобразователя частоты присоединен к расщепителю фаз, а на обмотку его статора включены тяговые двигатели. Частота тока статора преобразователя частоты регулируется изменением скорости и направления вращения его ротора при помощи машин постоянного тока. Напряжение изменяется пропорционально частоте.
При шести осях электровоз имеет сцепной вес 124 т. В часовом режиме мощность 3 030 кет, скорость 40 км/ч, а тяговое усилие 27000 кг. Максимальная скорость 60 км/ч. Удельная мощность электровоза 24,4 квт/т, коэффициент тяги 0,218.
По удельной мощности электровоз фирмы Эрликон существенно превосходит мотор-генераторный электровоз фирмы Альстом, но не достигает необходимого уровня. Дальнейшему повышению удельной мощности препятствует большой вес преобразователей.
13
На электровозе фирмы Эрликон тяговые двигатели имеют вес 10,32 т (6 двигателей по 1,72 т), но общий вес преобразователей составляет 26,6 т, а вес всего электрооборудования — 54 т. При этом электровоз имеет недостаточную мощность трансформатора (2 230 кеа), тогда как для соответствия длительной мощности электровоза (2 640 кет) он должен иметь около 3 200 кеа.
§ 5. ЭЛЕКТРОВОЗЫ СО СТАТИЧЕСКИМИ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯМИ
Преобразование переменного тока в постоянный может производиться на электровозах также посредством статических преобразователей — ртутных выпрямителей или вентилей других систем. Известные преимущества статических преобразователей перед машинными по весу и габаритным размерам имеют для электровозов еще большее значение, чем для стационарных установок.
Относительно низкая надежность ртутных выпрямителей довоенных лет, опасения неблагоприятного влияния тряски при движении электровоза на работоспособность выпрямителей задерживали развитие электровозов этого типа. Серьезные опасения вызывали трудности сглаживания тока при однофазном двухполупериодном выпрямлении, ухудшение коммутации и дополнительные потери в тяговых двигателях при сильной пульсации тока, а также влияние искаженной формы тока в сети на линии связи и устройства энергоснабжения.
Первые опытные электровозы с выпрямителями были построены в СССР и Германии еще в довоенные годы.
В СССР заводом «Динамо» имени Кирова был построен шестиосный опытный электровоз типа ОР на базе механической части электровоза постоянного тока серии ВЛ19. Электровоз был выполнен на 20 000 в переменного тока 50 гц и имел мощность часового режима 2 000 кет.
Для выпрямления переменного тока на электровозе был установлен двенадцатианодный ртутный выпрямитель РВ-20Э насосного типа с водяным охлаждением и сеточным регулированием выпрямленного напряжения.
В результате испытаний электровоза ОР было установлено, что нормальная работа выпрямителя на электровозе может быть обеспечена сравнительно простыми средствами. Электровозный выпрямитель должен иметь повышенную прочность и надежность всех креплений. Успокоение ртути катода достигается металлической решеткой, погруженной в ртуть. Полезна установка выпрямителя на амортизаторах для смягчения толчков.
Условия работы тяговых двигателей постоянного тока на выпрямительных электровозах существенно отличаются от обычных. Практически невозможно полностью сгладить пульсации тока при изменении выпрямленного напряжения от нуля до максимума, что имеет место в однофазных выпрямителях. Однако специальными мерами можно обеспечить удовлетворительную работу двигателей 14
при пульсирующем токе. Эффективность этих мер была проверена при испытаниях электровоза ОР.
Испытания впервые выявили преимущества электровозов переменного тока по использованию сцепного веса, что является следствием постоянного параллельного соединения тяговых двигателей и пологих характеристик, особенно в области низких скоростей благодаря отсутствию реостатного регулирования.
При параллельном соединении двигателей боксование отдельной колесной пары электровоза вызывает уменьшение тока нагрузки соответствующего двигателя, но не снижает, как при последовательном соединении, тока других двигателей. Поэтому боксование сопровождается значительно меньшей потерей усилия тяги электровоза в целом.
Кроме того, боксование не ведет к резкому повышению скорости вращения боксующей колесной пары, так как не сопровождается повышением напряжения на двигателе боксующей оси, что имеет место при последовательном соединении двух или нескольких двигателей, а также при работе тяговых двигателей с включенными в цепь пусковыми сопротивлениями. Благодаря пологим характеристикам усилие тяги боксующей оси быстро падает с повышением скорости боксования и интенсивного так называемого разносного боксования не возникает.
Небольшое повышение скорости колесной пары при боксовании и малая скорость скольжения бандажей по рельсам облегчают прекращение боксования, когда колесная пара проходит участок рельсового пути с худшими условиями сцепления. Значительно легче боксование прекращается подачей песка, тогда как при интенсивном боксовании, свойственном последовательному соединению двигателей, песком часто невозможно прекратить боксование и необходимо понижать тяговое усилие Электровоза, переходя на низшие ступени регулирования, а в некоторых случаях полностью выключать двигатели. Отмеченное преимущество проявляется тем эффективнее, чем положе тяговые характеристики.
Таким образом, выпрямительные электровозы по использованию сцепления превосходят электровозы постоянного тока, которые всегда имеют последовательное соединение двигателей, если не на основной, то на промежуточных ступенях регулирования, и круто падающие реостатные ступени, а также электровозы переменного тока с коллекторными двигателями, характеристики которых, особенно для начальных ступеней пуска, имеют значительную крутизну.
По использованию сцепного веса выпрямительные электровозы близки к электровозам мотор-генераторным и с асинхронными двигателями, однако для последних двух типов это преимущество не имеет большого значения в связи с относительно низкой удельной мощностью.
Положительные свойства постоянного параллельного соединения тяговых двигателей на электровозе ОР дополнялись плав-
18
ным, бесступенчатым пуском посредством сеточного регулирования напряжения выпрямителя.
В Германии для опытного участка переменного тока 50 гц Хол-лентальской ж. д. фирмами AEG и ВВС были построены два выпрямительных электровоза с многоанодными насосными выпрямителями. Электровозы имели четырехосное исполнение, сцепной вес 80 т и мощность часового режима более 2 000 кет.
Несмотря на относительно большие габаритные размеры и вес ртутных выпрямителей довоенного времени, уже эти первые выпрямительные электровозы имели удельную мощность до 25 квт/т, т. е. на уровне электровозов постоянного тока того времени. Главным недостатком этих электровозов была относительно низкая надежность и сложность обслуживания насосных выпрямителей. Особые трудности вызвало обеспечение постоянной работы ртутных насосов, которые должны были действовать непрерывно даже в нерабочем состоянии электровозов.
В довоенные годы не была внесена ясность в вопросы-влияния выпрямительных электровозов на линии связи и систему энергоснабжения. Однако уже тогда можно было видеть, что выпрямительные электровозы, как таковые, при соответствующем их развитии по весовым показателям и тяговым свойствам не только не будут уступать электровозам постоянного тока, но могут их превзойти. Современные достижения в создании малогабаритных без-насосных одноанодных вентилей с постоянной дугой возбуждения (экситронов) и особенно с импульсным зажиганием (игнитронов) послужили новым толчком к развитию выпрямительных электровозов.
Два опытных 12-осных электровоза с игнитронами длительной мощностью 5 000 кет были построены в США фирмой Вестингауз для Пенсильванской ж. д., электрифицированной на переменном токе 25 гц. Хотя пониженная частота невыгодна для выпрямительных электровозов, так как с понижением частоты осложняется сглаживание пульсаций выпрямленного тока, были отмечены преимущества электровозов этого типа.
Фирмой GEC для железной дороги Нью-Йорк — Нью-Хавен построена партия в 10 шестиосных электровозов с игнитронами длительной мощности около 3 000 кет. Эти электровозы могут работать также на постоянном токе 600 в. Изготовлены электровозы с игнитронами для замены старых мотор-генераторных электровозов на дороге Норфольк-Западная.
Во Франции для участка Валенсьенн — Тионвилль фирмой Шнейдер построены четырехосные игнитронные электровозы со сцепным весом 84 т и мощностью часового режима 2 640 кет, т. е. с удельной мощностью 31,4 ram//».Скорость часового режима первых образцов была 51 км/ч при усилии тяги 19 000 кг и коэффициенте тяги 0,225, причем зубчатая передача имела непредельное передаточное число. Максимальная скорость была 140 км/ч. По результатам испытаний первых образцов в связи с особо высоким использованием сцепного 16
веса у этих электровозов было решено повысить усилие тяги часового режима за счет скорости. Последующие электровозы выполняются со скоростью часового режима 46 км/ч, тяговым усилием 21 000 кг и максимальной скоростью 120 км/ч. При этом коэффициент тяги доведен до 0,25.
Опытная эксплуатация выпрямительных электровозов новых типов выявила высокую надежность этой системы. Одновременно было установлено, что повышенное мешающее влияние выпрямительных электровозов на линии связи не имеет решающего значения.
Дело в том, что особенно велико влияние на воздушные линии связи, а для кабельных линий оно во много раз слабее. Однако, кроме мешающего влияния, контактная сеть высокого напряжения оказывает так называемое опасное влияние, т. е. наводит в цепях связи опасные напряжения, величина которых не зависит от формы тока в контактной сети.
Из-за опасного влияния контактной сети при электрификации железной дороги на переменном токе промышленной частоты линии связи должны каблироваться независимо от типа электровоза и формы первичного тока.
Таким образом, при каблировании цепи связи одновременно защищаются от мешающего влияния несинусоидальных токов выпрямительных электровозов, т. е. повышенное мешающее влияние на линии связи не является препятствием к применению выпрямительных электровозов.
Высокие технические данные и благоприятные результаты испытаний выпрямительных электровозов на участке Валенсьенн — Тион-вилль по эксплуатационной надежности, влиянию на линии связи и устройства энергоснабжения, а также преимущества выпрямительных электровозов в тяговых свойствах оказали влияние на дальнейшее развитие электровозов переменного тока во Франции. Если в нервом заказе было всего 5 выпрямительных электровозов и значительно большее количество электровозов других типов (с коллекторными двигателями — 15, с асинхронными двигателями— 20 и мотор-генераторных — 65), во втором заказе 9 выпрямительных, 9 с коллекторными двигателями и 37 мотор-генераторных, то в третьем заказе выпрямительных электровозов уже 38, а с коллекторными двигателями 29. Последующие заказы французскими железными дорогами выдаются только на выпрямительные электровозы. Кроме четырехосных игнитронных электровозов со сцепным весом 84 т и максимальной скоростью 120 км/ч, которые рассматриваются как электровозы универсального типа, пригодные для вождения грузовых и тяжелых пассажирских поездов, во Франции начато производство четырехосных скоростных пассажирских игнитронных электровозов мощностью 4 000 кет с максимальной скоростью 160 км/ч и легких четырехосных электровозов мощностью 2 500 кет при сцепном весе около 60 т.
Намечается внедрение выпрямительных электровозов и ₽ Англии, где дальнейшая электрификация железных дорог будет раз-Заж. 2234 17
виваться на переменном токе 50 гц. Внедряются электровозы этого типа в Японии и других странах.
В СССР после войны были возобновлены работы по изучению и освоению электрической тяги на переменном токе промышленной частоты, причем в качестве основного направления были избраны электровозы со статическими преобразователями.
В последние годы для опытного участка Ожерелье -— Павелец построена партия опытных электровозов с игнитронами на базе механической части и тяговых двигателей электровозов постоянного тока ВЛ22М. Ведется разработка выпрямительных электровозов с перспективными параметрами. Новочеркасским заводом построены опытные образцы шестиосных электровозов (Н60) с игнитронами мощностью 4 000 кет. и сцепным весом 138 т.
Таким образом, имеются все основания полагать, что электровозы со статическими преобразователями найдут широкое распространение и в ближайшие годы явятся основной системой электровозов для магистральной тяги.
Хотя по выпрямительным электровозам уже накоплен известный практический опыт как за рубежом, так и в СССР, в техническом развитии этих электровозов еще далеко не исчерпаны современные возможности. Удачное решение некоторых вопросов позволит существенно повысить эксплуатационные качества и экономичность этих электровозов.
Большое значение имеет введение инвертирования при рекуперативном торможении на выпрямительных электровозах. Осуществление рекуперации связано с некоторыми трудностями, которые, однако, могут быть преодолены. Уже имеются первые образцы выпрямительных электровозов с рекуперацией. Не меньшее значение имеет повышение коэффициента мощности этих электровозов. Для условий СССР при огромной протяженности железных дорог, подлежащих электрификации, очень важное значение имеет выбор оптимального напряжения сети. Этот вопрос необходимо решить в начальной стадии внедрения переменного тока.
Как известно, для опытного участка Ожерелье — Павелец принято напряжение сети 20 кв, но оно может быть повышено. По конструкции электровозов вполне возможно повысить напряжение до 35 кв. Основные трудности встречаются при устройстве контактной сети, так как повышение напряжения в сети ограничивается изоляционными расстояниями в тоннелях и других капитальных сооружениях, перестройка которых связана с очень крупными затратами средств. Однако такие сооружения можно оборудовать вставками сети с пониженным напряжением при питании их через автотрансформатор.
Наконец, следует иметь в виду дальнейшее развитие статических преобразователей и, прежде всего, полупроводниковых выпрямителей, которые открывают новые возможности в конструировании выпрямительных электровозов.
ГЛАВА II
ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ЭЛЕКТРОВОЗОВ СО СТАТИЧЕСКИМИ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯМИ
§ 1. ВЫПРЯМЛЕНИЕ ОДНОФАЗНОГО ТОКА И РЕГУЛИРОВАНИЕ ВЫПРЯМЛЕННОГО НАПРЯЖЕНИЯ
На электровозах со статическими преобразователями применяется двухполупериодное выпрямление однофазного тока по схеме с нулевым выводом (рис. 1) или по мостовой схеме (рис. 2).
В схеме рис. 1 вторичная обмотка трансформатора разделена выводом из середины на две фазы ОА и ОВ. Концу фаз присоединены к анодам двух вентилей, а нагрузка цепи выпрямленного тока R — к средней точке О и катодам вентилей. В течение одного полуперио-
Рис. 1
Рис. 2
да, когда э.д.с. вторичной обмотки трансформатора направлена от зажима В к зажиму А, ток протекает через фазу ОА, вентиль 1 и далее по цепи нагрузки от катода вентиля I к средней точке О В течение следующего полупериода при обратном направлении э.д.с. в обмотке трансформатора ток протекает через фазу ОВ, вентиль II и далее по цепи нагрузки к точке О.
Приложенное к нагрузке R напряжение каждый полупериод изменяется в соответствии с изменением напряжения действующей фазы вторичной обмотки трансформатора, возрастая от нуля до максимума, равного амплитуде напряжения фазы UM, и затем вновь уменьшаясь до нуля. Таким образом, к нагрузке приложено выпрямленное напряжение, но пульсирующее от нуля до максимума с двойной частотой сети (рис. 3, а).
В мостовой схеме рис. 2 процесс выпрямления отличается тем, что ток каждый полупериод протекает через всю вторичную об
2Д 19
мотку трансформатора, поочередно в одном и другом направлениях. Цепь тока замыкается или через вентиль I, обмотку трансформатора и вентиль IV, или через вентиль II, обмотку трансформатора и вентиль III. Выпрямленное напряжение пульсирует от нуля до максимума UM, причем если фазовое напряжение схемы с нулевым выводом равно напряжению всей вторичной обмотки в мостовой схеме, то амплитуды пульсации выпрямленного напряжения для этих схем будут одинаковы.
Если выпрямитель нагружен омическим сопротивлением R, то мгновенное значение выпрямленного тока определяется выра-
жением
Рис. 3
где ив — мгновенное значение выпрямленного напряжения. Следовательно, ток в цепи нагрузки изменяется пропорционально выпрямленному напряжению и подобно ему пульсирует от нуля до максимума (рис. 3, б).
На электровозе выпрямитель питает тяговые электродвигатели
постоянного тока, т. е. работает на противо-электродвижущую силу. Двигатели обладают некоторой индуктивностью сглаживающей
пульсации. Однако индуктивность их невелика и не обеспечивает необходимого сглаживания тока, что вызывает значительные
добавочные потери в двигателях и ухудшает коммутацию. Поэтому в цепь двигателей вводится добавочная индуктивность в виде сгла
живающего реактора.
Практически в схемах выпрямления однофазного тока приходи; ся допускать сильную пульсацию выпрямленного тока до ±25ч-35% от среднего значения, так как для более полного сглаживания требуется реактор чрезмерно больших размеров и веса.
Значительная величина пульсации выпрямленного тока является особенностью выпрямительных схем электровозов, усложняющей все процессы по сравнению со стационарными многофазными выпрямителями, для которых выпрямленный ток обычно может прини
маться идеально сглаженным.
Если в результате сглаживания выпрямленный ток не падает до нуля к концу полупериода напряжения, то после изменения направления э.д.с. в обмотке трансформатора происходит постепенный переход (коммутация) тока из одной фазы в другую — в схеме с нулевым выводом—или постепенное изменение направления тока во вторичной обмотке трансформатора — в мостовой схеме.
Время или угол, в течение которого происходит коммутация тока, так называемый угол перекрытия у, зависит от величины тока и индуктивности обмоток трансформатора. Во время перекрытия ток
20
протекает через оба вентиля в схеме с нулевым выводом и через все четыре вентиля в мостовой схеме. Перекрытие не является особенностью выпрямления однофазного тока, а имеет место и в многофазных выпрямителях.
Пульсация выпрямленного тока и процесс коммутации оказывают существенное влияние на характеристики и энергетические показатели электровозов со статическими преобразователями. Вопросы, связанные с этими процессами, рассматриваются ниже.
Однако в предварительном выяснении некоторых соотношений, а также при сравнении схем и способов регулирования целесообразно выпрямленный ток полагать идеально сглаженным — 1в— const), что соответствует бесконечно большой индуктивности в цепи нагрузки выпрямителя (LB = оо). Кроме этого, принимаем угол перекрытия 7 = 0, т. е. индуктивность обмоток трансформатора бесконечно малой.
Выясним при этих допущениях основные соотношения для схем выпрямления однофазного тока.
Мгновенное значение мощности выпрямителя равно р = ив 1в, или
р ~ I6Um sin = Л 1^2 V sin ш/,
где U — эффективное значение напряжения фазы вторичной обмотки трансформатора для схемы с нулевым выводом или всей вторичной обмотки для мостовой схемы.
Средняя мощность за период пульсации выпрямленного напряжения (полупериод напряжения переменного тока) равна
rt
Р = /g J U sin 10/ dwt. о
Но
1 К - 21/Т
— V2 V smvtdvt = - U = Ueo, (1)
о
г. е. равно среднему значению или постоянной составляющей выпрямленного напряжения.
Следовательно,
P-UeoIe. (2)
Переход тока с одной фазы на другую в схеме с нулевым выводом или изменение направления тока во вторичной обмотке трансформатора в мостовой схеме сопровождается изменением направления тока в первичной обмотке трансформатора. В течение полупериода, если не принимать во внимание малого по величине тока холостого хода трансформатора, ток в первичной обмотке, подобно вторичному току, остается постоянным и равным
21
(3)
• / u J 1 7
1т=1т= и?
где UT —напряжение сети, приложенное к первичной обмотке трансформатора;
k — коэффициент трансформации.
Следовательно, ток в первичной обмотке имеет прямоугольную форму, изображенную на рис. 4.
Ток прямоугольной формы может рассматриваться как результат наложения на первую (основную) гармонику тока, имеющую ту же периодичность, что и сам несинусоидальный ток, — ряда гармоник высшего порядка. Активная мощность передается только основной гармоникой тока, поскольку она имеет ту же периодич-1 ность, что и напряжение сети. Это, очевидно, .справедливо, если напряжение сети имеет синусоидальную форму и. не содержит высших гармоник.
Таким образом, активная ,мощность, потребляемая из сети, равна Р — Ut Л cos<p, ( где Д— эффективное значение основной гармоники первичного тока.
Для несинусоидальной периодической функции, имеющей симметричную форму за полупериод, амплитуда основной гармоники совпадает с серединой полупериода несинусоидальной кривой. Следовательно, для рассматриваемого случая (/,„ — оо, у = 0) 11 совпадает по фазе с Ut (рис. 4) и cost? = 1, а
Р = UT Ii-
Амплитуда основной гармоники
Л ___ 2 Г 4 ]/ 2 7] = — | IT sin vnt dmt = — IT,
TV J Т
о или
, -2^2/ /1----— 1т .
Следовательно, активная мощность
Р = 1т,
тогда как кажущаяся мощность равна Uт 1т, поскольку эффективное значение тока прямоугольной формы (рис. 4) равно 1Т-Таким образом, хотя cos<p= 1, активная мощность, потребляемая выпрямителем, меньше кажущейся мощности и коэффициент мощности
22
Ио UT It
= 2J/2_O 9,
что является результатом несинусоидальной формы тока.
Значение коэффициента мощности может быть определено также по мощности в цепи выпрямленного тока UeoIe и кажущейся мощности вторичной обмотки трансформатора Ule
U..I. 2/2
w;
Коэффициент мощности характеризует увеличение нагрузки сети и устройств энергоснабжения, вызываемое сдвигом тока по фазе относительно напряжения и наличием высших гармоник тока (в данном случае сдвиг по фазе отсутствует). Одновременно коэффициент мощности характеризует увеличение нагрузки обмоток трансформатора электровоза. Для мостовой схемы типовая мощность трансформатора должна быть увеличена в отношении
1 __ it
Ро 2 |/2 ==1,П’
Для схемы с нулевым выводом типовая мощность трансформатора дополнительно увеличивается в связи с худшим использованием вторичной обмотки, по фазам которой ток протекает поочередно. Эффективный ток фазы равен
1ф ~ V 2 “ 2 1в'
Соответственно мощность вторичной обмотки
P2 = 2^IeU^2UIe.
Мощность первичной обмотки
P^Ut It =kU ~I„ = UIe, К
а суммарная мощность обмоток
Pi + P2 = (l +V2)UIe,
гак как мощности первичной и вторичной обмоток для мостовой схемы равны Ule и суммарная мощность равна 2UIe, то нетрудно найти, что для схемы с нулевым выводом типовая мощность трансформатора больше, чем для мостовой схемы в отношении
(\ + У2)Шв _
2UI„ ~ ’ ’
а коэффициент типовой мощности для схемы с нулевым выводом
23
Таким образом, для схемы с нулевым выводом требуется трансформатор повышенной типовой мощности, соответственно больших габаритных размеров и веса. Вес меди обмоток трансформатора для схемы с нулевым выводом и потери в меди больше в отношении коэффициента типовой мощности.
Эти схемы отличаются также условиями работы вентилей и потерями в вентилях. Условия работы вентиля характеризуются величиной среднего по времени значения тока нагрузки 1ср и амплитудой обратного напряжения UM. обр, которое вентиль должен выдерживать в процессе выпрямления. В первом приближении габаритные размеры вентиля определяются произведением UM.o6p Np-
Как в мостовой схеме, так и в схеме с нулевым выводом ток через вентили протекает поочередно, через полупериод, и средний ток вентиля
1ср = 0,5/в.
Практически в схемах магистральных электровозов применяется параллельно£_соединение двух или нескольких вентилей. В этом случае для каждого вентиля
I ~ — / ср 2пв в'
где пд — число параллельных вентилей.
При этом общее число вентилей для схемы с нулевым выводом Ng — 2пв, а для мостовой схемы N„ = 4ne.
В мостовой схеме величина обратного напряжения равна напряжению вторичной обмотки трансформатора, а амплитуда обратного напряжения
UM. o6P=-V2U = ^-Ueo.
В схеме с нулевым выводом обратное напряжение равно напряжению двух фаз и
UM. обр =2 У2 U = TdJeo.
Следовательно, при равном выпрямленном напряжении для мостовой схемы обратное напряжение в два раза меньше. Поэтому средний ток вентиля для мостовой схемы может быть принят в два раза большим, т. е. число параллельных вентилей может быть принято в два раза меньшим, чем для схемы с нулевым выводом, а общее количество вентилей равного габарита NB для этих схем будет одинаковым. Необходимо иметь в виду, что речь идет о приблизительном равенстве габаритных размеров вентилей, конструктивно же эти вентили, отличающиеся в два раза по среднему току и в два раза по величине обратного напряжения, будут различны.
Потери в вентилях определяются величиной падения напряжения в каждом из них Д67йг и схемой выпрямления. Падение напряжения NUd: мало зависит от тока нагрузки и величины 24
обратного напряжения, во всяком случае для того диапазона напряжений, который может найти практическое применение на электровозах.
Потери в вентиле равны Ы!дг1ер, а потери во всех вентилях равны
ЬРв=ЫвЫдг1ср.
Так как при одинаковом количестве вентилей NB для мостовой схемы I в два раза больше, чем для схемы с нулевым выводом, то в мостовой схеме потери в вентилях при равных выпрямленных напряжениях также в два раза больше. Удвоение потерь является следствием прохождения тока в мостовой схеме каждый полупериод последовательно через два вентиля.
Одинаковые потери в вентилях получаются при двойном выпрямленном напряжении в мостовой схеме по отношению к схеме с нулевым выводом. При таком соотношении выпрямленных напряжений и равной мощности эти схемы эквивалентны по условиям работы вентилей: равны средние значения токов нагрузки вентилей и обратные напряжения, а также равны потери в вентилях. За мостовой схемой всегда сохраняется преимущество в лучшем использовании вторичной обмотки трансформатора.
Пуск и регулирование скорости электровозов со статическими преобразователями осуществляются без потерь в пусковых сопротивлениях регулированием напряжения выпрямителя. Имеются два основных способа регулирования: переключением ступеней трансформатора и изменением угла «зажигания» вентилей.
Первый способ основан на изменении коэффициента трансформации трансформатора k переключением ступеней. Изменение вторичного напряжения трансформатора вызывает соответствующее изменение выпрямленного напряжения
„ 2 1/2,, 2]Л2 UT
и ВО --- V “ 7~ •
7Г 7Г К
При таком способе регулирования, если процесс выпрямления тока рассматривать с принятыми выше укрощениями, форма тока в первичной обмотке трансформатора не изменяется, и коэффициент мощности остается равным 0,9. В начале пуска при трогании поезда с места k имеет наибольшее значение, и к тяговым двигателям подводится малое напряжение. Ток сети согласно (3) также мал, а в дальнейшем при неизменном 1в возрастает пропорционально выпрямленному напряжению.
При регулировании изменением угла «зажигания» вентилей каждый полупериод коммутация тока задерживается на некоторую часть полупериода, т. е. на некоторый угол. Обычно это достигается посредством сеток вентилей, при подаче отрицательного потенциала на которые вентили «запираются», т. е. не проводят ток при поло-
25
жительном потенциале анода относительно катода. Такой способ регулирования часто называют «сеточным регулированием»1.
Для выяснения процессов в силовой схеме выпрямителя и характеристик сеточного регулирования можно не касаться физических явлений, вызываемых сеткой в пространстве между анодом и ка-
тодом вентиля, но необходимо иметь в
виду следующее:
1. Вентиль может «зажечься», т. е. пропустить ток, при условии, что его анод имеет потенциал выше потенциала катода, или, другими словами, при условии, что суммарная э.д.с. в контуре вентиля действует в направлении от анода к катоду, а также, что сетка его «открыта», т. е. имеет потенциал выше некоторого запирающего потенциала. В игнитронах к этому моменту должен закончиться процесс зажигания вспомогательной дуги.
2. После возникновения дуги между анодом и като-
дом вентиля прекратить
протекание тока через него сеткой невозможно. Запирающее свойство сетки восстанавливается
только после «потухания» вентиля, т. е. после окончания коммутации тока на другие вентили.
Если в схеме рис. 1 задерживать зажигание вентилей на угол р, то коммутация тока с фазы на фазу трансформатора не будет совпадать с началом полупериода, а будет происходить со сдвигом на угол (3. Напряжение вступающей в работу фазы, т. е. напряжение, приложенное к нагрузке в цепи выпрямленного тока, в момент зажигания очередного вентиля, в этом случае равно UM sin р и далее изменяется по синусоиде до
sin (яр) = — t/л, sin
Кривая выпрямленного напряжения для рассматриваемого случая приведена на рис. 5, о. Постоянная составляющая напряжения
it+₽
, 1 f 2
Ue — — I UM sin dwt — — UM cos P = Ueo cos p,
J TV
₽
(4)
1 В игнитронах возможно регулирование изменением угла «зажигания» дуги зажигателями (см. гл. VII).
26
т е выпрямленное напряжение тем меньше, чем больше угол р; при Р = 90° Uв = 0-
Сеточное регулирование отличается простотой аппаратуры, что' легко позволяет осуществить плавное, бесступенчатое изменение напряжения на тяговых двигателях, однако оно вызывает ухудшение коэффициента мощности электровоза.
Действительно, при сдвиге зажигания вентилей на угол ₽, на тот же угол смещается ток в первичной обмотке трансформатора по отношению к напряжению сети, причем по величине он остается равным 1Т = -j- 1е- В результате, как это ясно из рис. 5, б,
основная гармоника тока Д отстает на угол р, т. е.
cos ср = cos fl, а коэффициент мощности
2 /2 ...
Ро = —— cosp, (5)
К
или. так как согласно (4)
„ и'в
cosp =
иво
Рис. 6
Ро =
Следовательно, коэффициент мощности падает пропорционально напряжению.
Кроме неудовлетворительной характеристики коэффициента мощности, этот способ регулирования сильно повышает пульсацию выпрямленного тока, так как кривая выпрямленного напряжения распространяется в область отрицательных значений, где выпрямленный ток протекает против э.д.с. трансформатора (рис. 5).
Коэффициент мощности при сеточном регулирований можно повысить введением дополнительного так называемого нулевого (или буферного) вентиля 0 по схеме рис. 6. Нулевой вентиль может быть неуправляемым или постоянно «открытым». Он пропускает ток цепи нагрузки в начале каждого полупериода, пока фазовый вентиль остается запертым. Во время «горения» нулевого вентиля выпрямленный ток 1е замыкается по так называемому буферному контуру, т. е. протекает через нулевой вентиль, помимо обмотки трансформатора под действием э. д. с. самоиндукции цепи тяговых двигателей.
На рис. 7, а приведена кривая выпрямленного напряжения при некотором угле регулирования а. От начала каждого полупериода до со/ = а ток протекает через нулевой вентиль и выпрямленное напряжение равно нулю. В момент зажигания фазо
27
вого вентиля выпрямленное напряжение равно б/^sina и далее до конца полупериода изменяется по синусоиде L^sinu»/. Постоянная составляющая его равна
ТС
и' = — \ U sin М
« к J
a
1-j-cosa ,, 1-4-cos a j;
------- 2
Регулирование происходит при изменении угла а в пределах от a = 0°, когда Ue = UB„, до a = 180°, когда U’e = 0.
Из рис. 7,6, где даны кривая тока в первичной обмотке трансформатора и ее основная гармоника ilt следует, что для трехвентильной схемы
cos <р = cos , (8)
а эффективное значение тока сети
тг — а
Кажущаяся мощность
UT It — kU~Ie
К
UI,
28
а активная мощность
P = ^d + cos.)
К
Откуда коэффициент мощности
_ == У2 С1 +cosa)
Ut 1т — а)
(9)
или в зависимости от величины^выпрямленного напряжения,
На рис. 8, а приведены кривые изменения р0 при регулировании напряжения для трех рассмотренных случаев: изменения коэффициента трансформации (7), сеточного регулирования при двухвентильной схеме (II) и при трехвентильной схеме (III). Преимущества трехвентильной схемы по сравнению с двухвентильной нагляднее видны из кривых изменения тока сети, выраженного отношением тока 1т при напряжении U'B к току 1т при полном напряжении Ueo (рис. 8,6).
Кроме того, в трехвентильной схеме кривая выпрямленного напряжения не имеет отрицательных значений и условия сглаживания выпрямленного тока более благоприятны.
Следует отметить, что если в схеме с нулевым выводом для регулирования с буферным контуром требуется введение дополнительного вентиля, то в мостовой схеме рис. 2 тот же результат может быть получен без увеличения числа вентилей за счет соответствующего управления основными вентилями моста. В этом случае
29
цепь тока, помимо обмотки трансформатора, может замыкаться или последовательно через вентили I и III, или вентили II и IV. Если, например, регулировать угол зажигания вентилей III и IV при постоянно открытых вентилях I и II, то после прохождения ь напряжения через нуль при го-
/Г~Х /Г\ рении вентилей I и IV ток зам-1 / \1/ кнется через вентили II и IV, а
—v----v— после открытия вентиля III — ~------------------------------— Js через вентили II и III. В начале
__________________________________________________[«г следующего полупериода при за-_________________________. л, пертом вентиле IV образуется
—------- буферный контур через вентили
-— -----------------------I и III, а после открытия венти-
ля IV цепь тока замкнется через ш_________________________ut вентили I и IV. На рис. 9 пока-
зана диаграмма токов в венти---— -------------лях, из которой видно, что в
ut данной схеме при регулировании не изменяется продолжи-
4 ** х'~ -I х тельность горения вентилей, а
Рис. 9 средний ток нагрузки для всех
вентилей остается равным 0,51е . Это свойство является дополнительным преимуществом мостовой схемы, так как в схеме с нулевым выводом, как это ясно из рис. 7, продолжительность горения фазовых вентилей равна к —а, а нуле
вого—а, т. е. средние значения токов нагрузки вентилей изменяются с углом регулирования,-
Возможно двойное регулирование с задержкой открытия буферного контура на угол ₽ (рис. 10). Этот случай представляет интерес для дальнейшего анализа, так как дает форму кривой выпрямленного тока, характерную для работы выпрямителя в действительных условиях, даже при отсутствии сеточного регулирования.
Для этого случая выпрямленное напряжение равно
if мн
Uв = —I diot =
К I м
cosP-f-cosa _cosp-f-cosa
7Г 2 и<,°'
(И)
30’
(12)
(13)
(14)
(15)
а угол сдвига основной гармоники тока
т = ₽ + ^-
Коэффициент мощности
|/2 (cos В 4- cos а) Но ----7=----------- »
/к[я_(а_₽)]
или _
2 у/2 Ц,
'° УМ'1" — («—₽)]
В общем виде
для двухвентильной схемы
2 а = р е - —cos В, it
а для трехвентильной или мостовой схемы приТрегулировании с буферным контуром
₽-0 ,= l + c°s«. (16)
и для двойного регулирования
^оср+со».
тг
Выражение (11) для постоянной составляющей выпрямленного напряжения справедливо во всех рассмотренных случаях сеточного регулирования.
Также общими являются выражения для коэффициента мощности (12) и (13).
Сеточное регулирование еще не нашло широкого применения на электровозах. Внедрению препятствуют некоторые недостатки: повышенная пульсация выпрямленного тока, понижение коэффициента мощности, дополнительное искажение первичного тока, вызывающее повышенное влияние контактной сети на линии связи. Последнее является основной причиной отказа от использования сеточного регулирования.
Однако, как отмечалось выше, в настоящее время установлено, что независимо от системы электровоза при электрификации железных дорог на переменном токе промышленной частоты необходимо каблирование линий связи, а при кабельных линиях не исключена возможность некоторого повышения уровня высших гармоник тока за счет сеточного регулирования.
31
Едва ли целесообразно применение чисто сеточного управления, при котором уровень высших гармоник будет чрезмерно высок. Возможно осуществление комбинированного регулирования ступенями трансформатора и сеточного, обеспечивающего плавное изменение напряжения между относительно грубыми ступенями трансформатора. Глубокого регулирования напряжения сетками при этом не требуется.
Выше указывалось, что существенное влияние на процессы в схеме электровоза оказывают пульсация выпрямленного тока и явление перекрытия, которые определяются величинами индуктивных сопротивле
ний цепей переменного и выпрямленного тока. Некоторое влияние оказывают также активные сопротивления цепей. Ниже рассматривается влияние этих факторов на характеристики электровоза и условия работы его оборудования.
Как правило, все процессы рассматриваются применительно к эквивалентной схеме по рис. 11, в которой выпрямление осуществляется мостовой схемой, питаемой синусоидальным напряжением UM sin wt, в цепи переменного тока имеется индуктивное сопротивление X и активное 7?, а в цепи выпрямленного тика, т. е. цепи тяговых двигателей, работающих при постоянном напряжении на зажимах Ud, индуктивное сопротивление Хе и активное Re. Здесь X и 7? представляют суммы сопротивлений, приведенных ко вторичной обмотке трансформатора с учетом коэффициента трансформации, а Хв и 7?в—суммарные сопротивления цепи выпрямленного тока, включая тяговые двигатели.
Можно также считать, что рис. 11 представляет эквивалентную схему, параметры элементов которой приведены к первичной •обмотре трансформатора электровоза, что удобнее при рассмотрении процессов в системе энергоснабжения. Тот или иной способ приведения не имеет значения для последующего изложения, поскольку все зависимости даются в относительных величинах.
Все соотношения и зависимости в равной мере будут справедливы и для схемы выпрямления с нулевым выводом. Особенности этой схемы должны учитываться только при определении величин эквивалентных сопротивлений, а также нагрузок фазовых обмоток трансформатора.
В связи со сложностью явлений сначала рассматривается раз-, дельное влияние сопротивлений X и Хв как главных факторов, оп-' ределяющих характеристики системы, далее рассматривается йж совместное влияние и в заключение—влияние активных сопротив-'; лений.
§ 2. СГЛАЖИВАНИЕ ПУЛЬСАЦИИ ВЫПРЯМЛЕННОГО ТОКА
И ВЛИЯНИЕ ПУЛЬСАЦИЙ НА ХАРАКТЕРИСТИКИ ЭЛЕКТРОВОЗА
Рассмотрим условия сглаживания пульсаций выпрямленного тока и влияние пульсаций на характеристики электровоза при конечном значении индуктивности в цепи тяговых двигателей Le . По-прежнему полагаем, что индуктивность трансформатора равна
нулю, и явление перекрытия отсутствует.
Мгновенное значение пульсирующего напряжения выпрямителя ив уравновешивается противо-э. д. с. вращения якорей тяговых электродвигателей еа , которая в общем случае может также пульсировать, падением напряжения в активном сопротивлении цепи ie Re и э. д. с.
т di.
самоиндукции Le , вызы-
или
ваемой пульсацией выпрямленного тока, ив = ев 4- Re ie -|- £в —. dt
где Re и Le — общее активное сопротивление и общая индуктивность сглаживающих реакторов и тяговых двигателей.
Если пренебречь малой величиной Re ie, то
. г di.
— Св "Г ~ТГ » dt г die
— Син — ив — Св,
т. е. э. д. с. самоиндукции равна разности мгновенных значений напряжения выпрямителя и противо-э. д. с. двигателей.
Графически э. д. с. самоиндукции изображается отрезками ординат, выделенными на рис. Па штриховкой. В интервале от w/j до «72 напряжение ие больше ев и Ье^- положительна, т. е. в этом интервале выпрямленный ток возрастает^ интервале
4- w/3 э. д. с. Lg отрицательна, т. е. здесь выпрямленный
ток уменьшается. В моменты <n/j и a>ts выпрямленный ток имеет нимальное значение iMUH, а в момент максимальное — 1Макс-Величина полной пульсации тока равна
1
«>£в
(ие —ee)dut,
(18)
Зак. 2234
33
32
где u>—угловая частота напряжения питающей сети.
Следовательно, при постоянном значении индуктивности полная пульсация выпрямленного тока пропорциональна площади, заключенной между кривыми выпрямленного напряжения и про-тиво-э. д. с. двигателей в пределах двух смежных точек пересечения этих кривых.
Если среднее значение э. д. с. самоиндукции в интервале uiti 4- <of2 равно Еин, то
л; — ^ин
’ Из этого выражения следует, что величина пульсации тока Дгв при неизменном коэффициенте самоиндукции Le не зависит от нагрузки двигателей, а определяется средней величиной и формой кривой выпрямленного напряжения, а также формой кривой противо-э. д. с. двигателей.
На электровозах, как правило, применяются специальные меры, обеспечивающие работу тяговых двигателей при практически постоянном, непульсирующем магнитном потоке возбуждения (см. стр. 132). В этом случае противо-э. д. с. двигателей не пульсирует и ев = Ев = const*. Тогда, если не учитывать активного падения напряжения в цепи, э. д. с. двигателей равна йостоянной составляющей выпрямленного напряжения, а э. д. с. самоиндукции равна разности мгновенного и среднего значений выпрямленного напряжения, т. е.
Ee=UB, L„d^=ue-Ue.
При синусоидальной форме полупериода выпрямленного напряжения (рис. 12). если нет сеточного регулирования,
2 г i
&iB = I (UM sin ш/ — UB) сЫ,
где
Отсюда
• 2
и. = ивв = -им.
к
U / 2
Дге = 2-^ cosu^! Ч-----ntt— 1
wLe 1 it
(20)
(21)
* Особенности режима при пульсации э. д. с. двигателя рассмотрены ниже (см. стр. 141).
34
Где угол может быть определен из равенства
UM sin wti = —~UM,
7t
причем к
О < «А < 2~ •
После подстановки значения в (21) получим
Д»„ = 0,42 = 0,42 = 0,66 , (22)
где Хв — индуктивное сопротивление цепи выпрямленного тока при частоте питающей сети.
Относительная величина пульсации выпрямленного тока k„o=^-- (23}
* в
Если Lg не изменяется при изменении постоянной составляющей выпрямленного тока 1в, то, как указывалось выше, абсолютная величина пульсации Дгв также не изменяется, а относительная пульсация kno возрастает с уменьшением нагрузки и падает с ее увеличением. Если Le изменяется с нагрузкой цепи выпрямительного тока, то соответственно изменяется величина пульсации Д/к
Для тяговых двигателей электровоза в отношении коммутации целесообразнее поддерживать постоянной относительную пульсацию kno в широких пределах нагрузки. В этом случае с увеличением скорости вращения абсолютная величина пульсации тока уменьшается, что в известной мере компенсирует более тяжелые условия коммутации в области высоких скоростей.
Для поддержания kno постоянной необходимо, чтобы индуктивность цепи выпрямленного тока изменилась с изменением иагрузКИ по гиперболе Д Le — const (рис. 13, кривая /).
ЗД 35
С известным приближением такую характеристику имеют сглаживающие реакторы со стальным сердечником. При малых нагрузках реактор с сердечником работает на прямолинейной части кривой намагничивания 3, где , а, следовательно, и коэффициент самоиндукции имеет наибольшее и постоянное значение. При увеличении нагрузки режим работы переходит нд более пологую часть кривой намагничивания, и коэффициент самоиндукции падает (кривая 2).
Согласно выражению (22) пульсация выпрямленного тока зависит также от величины выпрямленного напряжения. Если
при регулировании форма кривой выпрямленного напряжения не изменяется, г. е. если регулирование осуществляется переключениями ступеней трансформатора, то пульсация тока изменяется пропорционально выпрямленному напряжению. Если же изменение 0в происходит за счет изменения формы кривой, то эта зависимость нарушается, так как в выражении (22) изменяется величина коэффициента.
В общем случае пульсация выпрямленного тока равна
Д/в=йф, (24)
Где В— коэффициент пульсации, зависящий от формы кривой выпрямленного напряжения и для неискаженной синусоидальной формы равный Во = 0,66.
Выясним значения коэффициента пульсации В для характерных случаев искажения.
Для кривой выпрямленного напряжения, представленной на рис. 14, а, которая получается при сеточном регулировании напряжения без буферного контура, Ue с увеличением угла ₽ уменьшается, а площадь UUH (ш/2 — ш^) и соответственно Д/в возрастают. . \ Для определения Д/в справедливо выражение (21) с тем отли-зе
чИем, что Ue = —t7jucosp, поэтому угол w/i в выражении (21) находится из равенства
, 2
UM sin = Uв — — UMcos 0. (25)
Для значений 0, превышающих некоторый угол ₽х, форма кривой э. д. с. самоиндукции изменяется и приобретает вид, изображенный на рис. 14,6.
В этом случае
Aie=^j- J (t^sinutf — U'e) dut, (26)
. 2 *
где UB = — UM SS1 р и определяется из равенства
2
UM sin = — UM cos p, причем
у <4>O-
Угол plr который является пограничным для этих двух случаев, может быть определен из равенства tu/j — 0j:
2 L/^sinPj = — UMcos$!, TV
9
tgpi=^- и p1 = 32°30'.
Из выражений (21) и (26) может быть найдена зависимость ?» = /(Р), которая дана на рис. 15 кривой /, и с учетом (4) зависимость 8 = /|^-), приведенная на рис. 16.
\ во /
Как видно из кривой рис. 16, коэффициент S, а следовательно, и пульсация тока в этом случае резко возрастают с уменьшением выпрямленного напряжения, что является главным образом следствием протекания тока против напряжения трансформатора в начале каждого полупериода от wt = 0 до = 0.
Вторым характерным случаем является форма выпрямленного напряжения, приведенная на рис. 17, которая имеет место при регулировании напряжения сетками с буферным контуром.
Здесь при определении Д/в для значений угла aOi (рис. 17, о) также справедливо выражение (21), но угол находится из равенства
,, . , »1 “I* cos a
UM sin = Ue =------------Um (27)
7Г
37
При а > ах (рис. 17, б) справедливо выражение (26), но определяется из равенства
,, • / l-|-cosa /ое\
UM sin id/2 =----------о м . (28)
Пограничный^угол at находится из выражения
, , . 1 COS Их ,,
UM sin = —!--------UM.
38
Откуда
7С2-- 1
cosc^ = i = 0,817,
^ = 35° 12'.
Зависимости 8 = f (a) и s = f ( yr-) \Ueo/ выпрямленного напряжения приведены на рис. 15 (кривая II) и рис. 18. Из кривой рис. 18 следует, что при буферном регулировании пульсация выпрямленного тока возрастает значительно меньше, чем в предыдущем случае, и, достигнув максимума при Ug = 0,75 Ue0, уменьшается.
Выражения (21) и (26) справедливы также и для более общего случая искажения выпрямленного напряжения (рис. 19), для которого
и' __ cos Р 4- COS a ,.
-------------Um tz
(29)
и соответственно углы и опре деляются из равенства
т, . , cos'p -4- cos a .,
UM sin <4 = —— ----------V.
На рис. 15 приведено семейство кривых 8=f(a) при постоянных значениях угла В. Эти кривые лежат выше кривой II (Р == 0), причем начинаются от кривой I для схемы без нулевого
вентиля, имея с ней общую точку при a = р. Вправо они распространяются до a = it — р, где (7в = 0. По форме все кривые овершенно одинаковы с кривой II и могут быть получены смешением последней вверх, причем каждое новое положение этой Ривой соответствует такому значению угла р, которое имеет их °°Щая точка на кривой /.
39
По кривым рис. 15 можно для любой из рассмотренных форм выпрямленного напряжения найти величину 8 и определить пульсацию выпрямленного тока по формуле (24) или величину полной индуктивности цепи тяговых двигателей, необходимую для огра-
ничения пульсации тока в заданных пределах.
Пульсация выпрямленного тока не оказывает влияния на среднее значение выпрямленного напряжения, а также на активную мощность, которая остается равной Р = и'в 1в , с тем отличием, что под выпрямленным током /в в этом случае понимается среднее значение или постоянная составляющая пульсирующего тока.
Необходимо, однако, иметь в виду, что это справедливо только при допущении, что Re = 0, а противо-э. д. с. тяговых двигателей не пульсирует, так как в этом случае
Р = Ев ie du>t = Ев 1в.
о
Хотя тяговое усилие пульсирует с частотой пульсации тока,
но при постоянном магнитном потоке возбуждения среднее зна-
чение усилия тяги будет пропорционально постоянной составляющей тока в якорях двигателей, т. е.
Следовательно, пульсация выпрямленного тока не оказывает влияния на скоростную характеристику электровоза v — (/в), а также на тяговую характеристику F =
Однако пульсирующий ток имеет эффективное значение несколько большее,
чем его постоянная составляющая, а еле- Рис. 19
довательно, вызывает дополнительные по-
тери и повышенный нагрев обмоток тяговых двигателей и сглаживающего реактора. Кроме того, пульсация выпрямленного тока изменяет форму кривой переменного тока в первичной обмотке трансформатора, оказывая влияние на коэффициент мощности электровоза.
Эффективное значение пульсирующего тока, равное
Еэф — yf1в + In, кДе эффективное значение переменной составляющей, может быть определено по кривой пульсирующего тока ia = f (ш/).
40
Для неискаженной формы выпрямленного напряжения
U / 2 \
die = ( sin о)/--1 da>t,
лв у -к j
откуда, учитывая, что в данном случае, согласно рис. 12, ie = 1в при u>t — 0, получим
/ 2 \
ie = Ц + I 1 —cos — — orf 11хв, (30а)
, Um где 1хв = у-.
Квадрат эффективного значения выпрямленного тока
откуда
/в вф = 1в + 5^~48 & = 1е + 0,023 12хв, (30)
или отношение
Лв вф —
= 1 + 0,023
(31)
Это отношение, пропорционально которому возрастают потери в активном сопротивлении цепи выпрямленного тока, зависит от нагрузки, причем с увеличением ее отношение падает.
На рис. 20 приведена кривая
Изменение коэффициента эффективности выпрямленного тока keB$ является результатом изменения относительной пульсации выпрямленного тока kno. Действительно, если учесть, что
т Um я Uео /хв~х;=-2 *7
и согласно (24)
Ugo Ai,
где В == Во = 0,66, to
= 1 +0,13Лзд.
2
(32)
41
Следовательно, коэффициент кваф при постоянной относительной пульсации остается постоянным.
В табл. 1 приведены численные значения к%аф для различных значений kn0.
Табл и ца 1
Пульсация выпрямленного тока в % от 1д ±10 ±20 ±30 ±40 ±50 ±60
&ПО = в 0,2 0,4 0,6 0,8 1.0 1,2
Ьввф — f - - . . . 1,005 1,021 1,047 1,083 1,130 1,187
Приближенно величина пульсации тока может быть определена по основной гармонике выпрямленного напряжения, которое пульсирует с частотой 100 гц.
Амплитуда этой гармоники
(4юо=— i sin cos 2 «>/(Ы;
л |
0
4
Um Ю0 = q— UM, о ~
откуда амплитуда гармоники тока 100 гц
J _ 4 £7Ж _ 2 ивв _ I ивй
*100 Зк’2ш£в З’Л.юо'ЗХ’' или
Д/. = 21М юо = ~ =» 0,67 .
о Л.в /\.8
Эффективное значение переменной составляющей в этом случае равно
и
= + о
8ф = 1 И- Д, J25 kn01
Сравнивая с (32), видим, что оба способа подсчета дают практически совпадающие значения пульсации тока, причем последний незначительно преуменьшает эффективное значение переменной составляющей.
42
Форма кривой тока и его эффективное значение зависят от формы выпрямленного напряжения. Для случая искажения вы-. прямленного напряжения при сеточном регулировании без буферного контура (рис. 21)
1 / 2 \
die = I Um sin wt---------- UM cos 8 I dcot,
\ it I
или
to/
| I sin cot — — cos p | dwt -f- ip
ie
IP
2
COS p — COS 0) t---------------COS P (csyt — P)
7C
где is —значение выпрямленного тока в момент открытия сеток (рис. 21).
Среднее значение выпрямленного тока в рассматриваемом случае равно
1=1 —
•*в — ‘хв „
тс
р
Откуда
n+p
or 2
I cos P — cosart------cos p (wi — 8) d<»t 4- ip .
I
2
I, = ip + —/xesin₽.
(33)
Эффективное значение этого тока
п+₽
4с вф = I ie dcot =
~ I
р
п+р
1 Г ( Г 2 II2
—— 1 Icosp — cosort------— cosр(art— Р) I + ip I do.1,
9
ИЛИ
/2 __
‘e зф —
/xecos2p-f-
4 2
+ — I** ip sin ? + »P • 7Г
(34)
Из выражений (33) и (34)
(г у 2 1 в вф \ _
1 —
• в )
(1 24___я2 4 \ // \*
4-------fl- <36’
43
На рис. 22 приведена кривая изменения коэффициента при
(/ \2
-ySj в зависимости от угла р, которая характеризует влияние *6 /
угла регулирования р на эффективное значение пульсирующего выпрямленного тока. Этот коэффициент сильно возрастает с увеличением угла Р, что является следствием одновременного увеличения пульсации выпрямленного тока.
Зависимость квВф от величин относительной пульсации kn может быть получена подстановкой в (35) значения
1 —— Уя_____™
х*~ 2 'Хв~ 2 ' 8 ’
л тг2 / 1 ОД m-2 Л \ _
к“>Ф = 1 + 4Р (~2------COS2 Sin2 kn
= 1 + 5^.
Кривая изменения коэффициента $ в функции р с учетом 8=/(₽) по Рис- 15 приведена на рис. 23. Из этой кривой следует, что квВф при постоянной относительной пульсации kn сравнительно слабо зависит от угла р, причем даже несколько уменьшается с увеличением р.
Таким образом, если при регулировании угла ₽ принять 5 неизменным и равным S == £0 = 0,13 (р = 0), то при этом несколько преувеличивается значение кевф и эффективное значение выпрямленного тока.
44
Для случая искажения выпрямленного напряжения по рис. 24 зависимость ie = f (W) различна для части полупериода РО^О и для части а т -р р
Для первой части
Следовательно,
или, подставив значения
U'e = lUM
где
cos В -р cos а £ — ----------- ,
К
получим
ie — ie? — *Ixe*t (36)
При а>/ = а
ie — iea — г»р еЛгв (а Р)-
Таким образом, в рассматриваемой части ток изменяется по прямей, падая^от значения i# до iee, причем
Aie = t'ep —= е/Лв(а —Р). (37)
45
Среднее значение тока первой части (первой составляющей), отнесенное ко всему полупериоду, равно
lag 4- iea Р ___ Р г'
2 Я в'
Эффективное значение этой составляющей выпрямленного тока равно
01
(38)
или
/2 __
Jei »Ф — „
а. — р / lag 4~ it
!aa^ , ( iea\2
z2 —
2 а, эф —
(д4)2
(39)
а —
в
2
6
6
Для второй части а u>t <;« 4- р «а
di, — 7- sin tut — eUM) d Л-e
И
17 Г
i’a = I (sin <о/ — е) dut 4- iea.
Откуда
ie = [cos а — cos ш t — e(u>t — a)] lxe 4- iea,
(40)
или
l‘a = [cos a — COS lot — e (a>t — p)] 1хв 4- ie₽. '
получим J. I *'eg 4- iea 1 xe "1 g
(41)
Взяв полусумму выражений (40) и (41), . 2vet — (Р 4- и) cos а — cos (ot — е------------—~
Среднее значение второй составляющей
2о>£ — (Р 4- а) cos а — cos <01 — е — '
is —
выпрямленного
тока
хе
«+₽
I dxnt.
dvat 4-
а откуда после интегрирования и соответствующих упрощений it —(а—Р) .
в.
4—- Г Sin р 4- sin а —
к —(а—Р)
(cos p — cos a) Ixe.
(42)
. 1
2
2
46
(° и';+4/„. («)
где
В = sin ₽ Н- sin а — -—Р) (cos р — cos ^44)
Эффективное значение второй составляющей
/2 _
’в, вф —
. 2<ot — (Р 4 а) cos а — cos ш г — е----------------------
12
dfot =
1’ Г t 2ш/ —(₽ + а)12 -
I I cos а — cos air — е —---~ I ‘хв du>t -f- 2/е /в1 —
или после интегрирования и ряда упрощений
Д, 21‘. (/.У. (45)
где
4 = —(а—₽)]
<* + 1У— «3 _2 1 е, + / з «р\ 2а_5|п _
о \ 4 ztc 1
— ^-sin(a — р). (46)
Подставим в (45) значения 1в, согласно (43)
Суммированием составляющих найдем выражения для среднего значения полного выпрямленного тока
1е = /з, + 4. - !'.+ — 1хе (48)
ТС
и его эффективного значения
I2 — I2 । 12 _ I2 ।
1 в эф 161 эф ~г 1 вл эф — * хв “г
тс
+ (W +^(Д4)2 + 2 47«- (48а)
47
Произведя в этом выражении подстановку 1„ — 1в —
к [согласно формуле (48)],
. Д/;
в результате получим
'• *> -1+& [’л - «•+i (»- »”е! ](^)’ («о
или
*О* = (4^У= 1 + ^п, (49а)
\ * я /
48
На рис. 25 приведены результаты подсчета величин переменных коэффициентов А и В в функции угла а при значениях 4 Зак. 2234 49
₽=0, р = 5° и р = 10°, а на рис. 26 даны кривые изменения составляющих ~А, В2 и (а — р)3е2, входящих в выражение коэффициента L
По этим кривым, используя для определения В кривые рис. 15, можно найти зависимость самого коэффициента «= f (Р, а).
Кривые Е = f (Р, а) при изменении углов Р в пределах 0-4- 10° и а в пределах 0-4-90° представлены на рис. 27. Как видно,
связь между коэффициентом 6 и углами а и р имеет сложный характер. Однако для рассмотренных величин углов аир коэффициент £ изменяется в сравнительно узком интервале от 0,11 до 0,135, что соответствует, например, при относительной пульсации kn = 0,6 значениям к£3ф = 1,039-4-1,048 и ke Эф = = 1,020-4-1,025.
Поэтому в практических расчетах можно не учитывать зависимость коэффициента I от углов а и р, принимая его постоянным и равным 0,13, что не вызовет погрешности при определении 1вВф более 0,5%.
Необходимо иметь в виду, что погрешность будет возрастать с увеличением kn, но значения kn > 0,6 практически могут встретиться только при малых нагрузках, которые не являются расчетными для тяговых электродвигателей, а также сглаживающих реакторов и других аппаратов, обмотки которых включаются в цепь выпрямленного тока.
Пульсация выпрямленного тока, вызывая увеличение его эффективного значения, оказывает неблагоприятное влияние также на коэффициент мощности эле ктровоза.
Если угол а равен |3, •” е если выпрямленный ток в течение всего полупериода протека ез обмотку трансформатора, мгновенно изменяя направление при коммутации (см. рис. 5), то эффективное значение переменного тока будет равно
7 — к3ф /в — к3 Эф [е, где кВф — коэффициент эффективности переменного тока Следовательно,
р _ . е^7, Цо
и1Ваф кеВф
(51)
где р0 — коэффициент мощности при полном сглаживании выпрямленного тока согласно выражениям (5) и (6).
В данном случае равны эффективные значения выпрямленного и переменного тока или равны их коэффициенты эффективности. 50
Более сложное влияние на коэффициент мощности оказывает пульсация выпрямленного тока при а>р, т. е. когда выпрямленный ток протекает через обмотку трансформатора часть полупериода (см. рис. 10). В этом случае, согласно (47), ток трансформатора и
— 1в,эф
eUMIe
'UI ~ икЭф ’
(52)
или
-— (cos р + cosa)
кэф
(53)
кдф кв эф *
где
Как видно из рис. 10, при полном сглаживании выпрямленного тока
72-/2 — (« — ₽)г2
1 — ‘в, эф — — 1в-
Откуда
t,2 _ 1в, эф _ к (® Р)
КаФ-------г2~ ~ - •
/ 7Г
1 в
Если выпрямленный ток пульсирует, то отношение токов возрастет. Действительно, подставив в выражение Ig, эф (47) значе-I’ т В г . п . .
ния 1в = 1в---~ he и гд.в=2§’Дг, после упрощении получим
ь2 ... эф _1Т — (а— р) а —₽Dfc
ЬЭф - -р---------------+ Bkn +
_1_ 1 ГгД ^+(а —Р) g2] fc2
+ 482 ™ Р Чп. (54)
Следовательно, пульсация выпрямленного тока вызывает увеличение эффективного значения переменного тока и уменьшение коэффициента мощности, причем ее влияние на кВф отличается от влияния на коэффициент эффективности выпрямленного тока квэф- Если при малых значениях разности углов а—р коэффициент при kn мал, а коэффициент при k\, который обозначим 12, близок к $, т. е. кэф приближается к квзф, то с увеличением а — р коэффициент при kn возрастает и его влияние становится значительно большим, причем общее влияние пульсации на величину каф становится большим, чем на величину квВф.
4Д 51
Рост пульсации выпрямленного тока сопровождается сдвигом по фазе первой гармоники тока и понижением cos ср электровоза. Выясним зависимость cos ср от величины пульсации для случая а — р = 0, когда ток трансформатора i имеет форму, изображенную на рис. 28, а. Если из этой кривой вычесть основной ток прямоугольной формы с постоянными значениями /в и — 1в в течение каждого полупериода, то останется показанная на рис. 28, б составляющая тока, вызванная пульсацией выпрямленного тока.
Нетрудно видеть, что основная гармоника этого тока i} отстает от напряжения на угол 90°, а, следовательно, пульсация вызывает понижение coscp.
В течение полупериода от и/ =0 до iot = я, согласно (30а):
i = L = + I 1 — cos u>t---------------<ot I /„,
° l 7V f
или
i 1 e 1-xe
IXIS COS lot.
Таким образом, ток трансформатора состоит из трех составляющих, показанных на рис. 29.
Для прямоугольного тока рис. 29, а амплитуда составляющей первой гармоники, которая совпадает по фазе с напряжением, равна
Г
, 2 Г 4
1ц——\ IgSiniotdiot ~ —/в,
It I к
о
52
а составляющей, которая опережает напряжение на 90°,
,, 2 Г
/11 = — I 1в cos <atda>t — 0.
7Г J
О
Составляющая рис. 29, б имеет синусоидальную форму и "для нее
/12 = 0, а /12 = — 1ХЯ-
Для составляющей рис. 29,в Z13=0,
а
8 ,
хв‘
Г" 2 Г г /' 2 Л ... 8
/13 = — I I I 1----------erf | COSlrfrfcrf — —2 /
7Г 1 \ TZ / К *
а — р = 9.
справедливой для рассматриваемого случая
Из сопоставления кривых видно, что пульсация выпрямленного тока оказывает несколько большее влияние на cos ср, чем на р, что свидетельствует об уменьшении эффективного значения тока высших гармоник с ростом пульсации выпрямленного тока.
Однако отношение
t* = Л = /1
' vim’
где 1вг — эффективное значение тока высших гармоник, изменяется незначительно, т. е. пульсация выпрямленного тока в этом случае мало понижает эффективное значение высших гармоник переменного тока.
(55)
53
§ 3. ПРОЦЕСС КОММУТАЦИИ ТОКА
Рассмотрим процесс коммутации тока (перекрытия) в выпрямительной схеме и влияние его на характеристики электровоза при Х>0, полагая индуктивность цепи тяговых двигателей бесконечно большой и выпрямленный ток полностью сглаженным. Омические сопротивления по-прежнему принимаем равными
нулю.
В мостовой схеме рис. 31 до изменения направления э. д. с. ток 1В протекает через один из вентилей / или II, вторичную обмотку
/\ Ж,
4—J
Л ГI. н
трансформатора и один из вентилей III и IV.
Предположим, что процессу коммутации предшествует выпрямление через вентили II и III. Коммутация начинается, когда э. д. с. вторичной обмотки трансформатора, при синусоидальном напряжении на токоприемнике элек-
'Н
-4
Рис. 31 тровоза и принятых допуще-
ниях, равная UM sin u>t, изменяет направление и начинает действовать против тока /0. Под действием э. д. с. возникает ток коммутации 1К, который замыкается через вентиль IV и вентиль///, а также по параллельной цепи через вентиль II и вентиль /,
Ток коммутации в обмотке трансформатора протекает против тока /в. Поэтому, если принять, что до начала коммутации ток’ был равен —Ге, то действительное значение тока в обмотке будет
i Iв 1К.
В вентилях // и III ток коммутации iK протекает в непроводящем направлении, однако действительный ток в этих вентилях равен /в —— 1К. Процесс коммутации заканчивается, когда /« = 2/«, при этом i = /в, а ток в вентилях // и /// равен нулю. Дальнейший рост 1К означал бы потерю вентильных свойств вентилями II и ///.
Таким образом, в процессе коммутации имеет место кратковременное короткое замыкание трансформатора, ток которого ограничен только его собственной индуктивностью
sin w/ = L . (56)
Развитие тока чения 2/в, на чем 54
короткого замыкания происходит лишь до зна-процесс коммутации заканчивается. Во время
коммутации выпрямитель замкнут накоротко и выпрямленное
напряжение равно нулю, в результате чего процесс коммутации вызывает уменьшение среднего выпрямленного напряжения, при-
чем тем большее, чем длительнее коммутация. Из выражения (56)
diK = sindu>t, к uL м
или
wt
iK = —£! I sin («/ du>t,
о
откуда
iK =^(1 — cosw?).
(57)
Следовательно, ток обмотки трансформатора во время перекрытия равен (рис. 32, а)
I =-4 + ^(1 — cos «/). (58)
Продолжительность перекрытия определяется углом у, который может быть найден из условия ы/ = у ток iK = 2/в, или
окончания коммутации: при
«K = 2/e =^(1 —cosy), A
откуда
, 2X, . n/e
c°s у = i — —/g = ! — 2?-,
(59)
где Ix — — амплитуда тока короткого замыкания трансфер?
А
матора.
Среднее значение выпрямленного напряжения при этом равно (рис. 32, б).
U, = — С UM sin wt di»t = 1 + -C0ST UM, J К
7
(60)
т. e. угол перекрытия у оказывает на выпрямленное напряжение такое же влияние, как угол а при сеточном регулировании.
55
После подстановки в (60) значения cos 7 из выражения (59) получим
^=-1с;41-/т/4=с;«41-тУ (б1)
Л \ j /ду
или
9
Ue = Ueo-~XIe. (62)
Таким образом, перекрытие вызывает падение напряжения
выпрямителя, пропорциональное току нагрузки и индуктивному сопротивлению трансформатора. В результате характеристика
Рис. 33
выпрямителя становится наклонной (рис. 33), что в свою очередь увеличивает крутизну скоростной характеристики электровоза.
Это явление должно учитываться при выборе напряжения холостого хода Ив0 и напряжения трансформатора V =
— 2^2 что^ы ПРИ номинальной нагрузке напряжение выпрямителя UeH было равно номинальному и электровоз
имел заданную скорость.
Если индуктивное сопротивление трансформатора характеризуется иХн%—индуктивной составляющей напряжения короткого . замыкания при номинальном токе 1вн, выраженной в процентах от номинального напряжения U, то
ЮО 1вн ' Следовательно,
и =1) Г,_Е1 <»*«%) Л 6 60 [ 2 ’ 100 ' 1ен
(63)
Учитывая, что иХн приближенно равно напряжению короткого, замыкания трансформатора икн, можно считать, что падение вы-1/2
прямленного напряжения составляет st 0,7 от напряжения
короткого замыкания, т. е. если (иКн%) = Ю%, то индуктивное падение выпрямленного напряжения составляет 7%.
Угол перекрытия может быть/эпределен непосредственно по
ИХн1в величине и, = -р-- :
cosy = 1—(64)
56
Если выпрямитель работает с сеточным регулированием зажигания на угол р, то процесс коммутации начинается не в начале полупериода при о>£ = О, а при u>t = р (рис. 34), и ток коммутации в этом случае
СО t
I sin и)? da>t = (cos p — cos wt),
i =
1к х
₽
а ток трансформатора во время перекрытия
i = — Ie + (cos p — cos co/).
(65)
(66)
Как видно из сопоставления кривых рис. 32 и 34, ток трансформатора при наличии угла регулирования изменяется по той же кривой cos со/, но в более крутой ее части, а поэтому процесс протекает быстрее и угол у уменьшается.
В конце перекрытия
iK =2Ie^ [cos р - cos (|3 + 7)1, (67)
откуда
cos(P +1) =cosP—~7в. (68)
V м
Как видно из рис. 34, в данном случае кривая выпрямленного напряжения подобна соответствующей кривой при двойном сеточном регулировании, причем угол а = р 4- у или угол перекрытия у=а—р. Поэтому выпрямленное напряжение
• cos р К cos (р+ т)
или после подстановки значения cos (р-фу) из (68):
^=2c2s£^_2x/e.
Отсюда
2
ив=ив0~-Х1в,
где Ue0 — напряжение холостого хода при угле регулирования р.
Таким образом, величина индуктивного падения напряжения остается неизменной и при сеточном регулировании. Индуктивное падение напряжения отсекает в кривой выпрямленного напряжения одну и ту же величину площади (рис. 35), но чем ближе период коммутации к амплитуде выпрямленного напряжения,
57
тем меньше угол перекрытия у, лежащий в основании этой площади.
Можно показать, что этот результат относится и к случаю регулирования с буферным контуром.
С уменьшением выпрямленного напряжения уменьшается активная мощность и снижается коэффициент мощности электровоза:
t/e/e_2/2 Ue 1в VI к ‘ Uso' I
(69)
Однако [1 уменьшается непропорционально выпрямленному' напряжению. Если при у = О ток I = /в, то при у =Л0 ток I<CJe, так как в период перекрытия i<CJe.
Величина I в зависимости от угла перекрытия может быть определена как сумма эффективных значений тока i за время перекрытия и время одиночного горения вентиля1.
При отсутствии сеточного регулирования за время перекрытия
1 Под временем одиночного горения понимается внекоммутационная часть периода.
58
Ii = у- J [ — IB + Ix (1 — cos <«/)]2 dwt о
и за время одиночного горения
г2 1 С г2 я j т г2
12= — \1вач>1= 1в.
те J л
т
После, интегрирования}
Yz«—2/x/e(Y —sinT)+
+ 7*/-| Y — 2 sin 7 + -|- sin2y
Полный ток трансформатора
Подстановкой приведенных выше значений /х, 12 и делением на /« получим выражение для квадрата коэффициента эффективности переменного тока:
,2 12 1 Ио/ • ч Л
= J2" = 1 — — 2 (Y — sin y) у —
J e L 6
/ з । \ /2
Y — 2siny + y sin27j-pF •
(70)
На рис. 36 приведена кривая кдф = f (у), построенная по последней формуле с учетом равенства
59
lx _ 2
Iв 1 — cos у ’
(71)
вытекающего из выражения (59).
При 7 = 0 коэффициент /гЭф = 1, а с увеличением у он уменьшается. Зависимость с] достаточной точностью можно
Рис. 38
считать линейной:
1гзф [да 1 —0,0016 у0.
Из выражений (69) и (70) можно определить зависимость коэффициента мощности от угла перекрытия или с учетом (64) зависимость коэффициента мощности р. от индуктивной составляющей напряжения короткого замыкания трансформатора ихн. Последняя представлена кривой на рис. 37, которая позволяет судить о влиянии индуктивного сопротивления трансформатора на коэффициент мощности электровоза. Для данного трансформатора с определенным значением ихн эта же кривая характеризует зависимость коэффициента мощности-от нагрузки, поскольку их изменяется пропорционально нагрузке.
Cos электровоза при работе выпрямителя с перекрытием может быть найден определением амплитуд составляющих первой гармоники тока.
Во время перекрытия ток трансформатора согласно (58) равен
I — — Л ~г /Л (1 — cosutf), или
I = 1в + (7Л — 2/ в) — Ix cos i»t.
Таким образом, несинусоидальный ток I при работе выпрями-
теля с перекрытием может рассматриваться состоящим из трех составляющих, приведенных на рис. 38. Для первой из них:
Ги = -Ди Zu=0; к
для второй 60
, 2 Г 2
112 = — \ (/д —2/e) siiWdi»/ = — (7V— 2/e)(l — cos 7), Tv 1 Tv
0
или, так как из (59):
~ 1 — cos 7 ^в'
4 ,
/12 = --1в CoS 7
77
И
Г" 2 Г/, о, . , , , 4 sin2y
Л о = — \ (/, — 2/») cos ю/ dw/ = — --------- /(! ;
л Р я 1 — cos у
о
для третьей:
f 2 Г 1 1 — cos 27 .
/13 = — \ (— /Л cos W/) sin arf do>/ = — — • 1_COS7- l“ 0 и
.. 1 sin2Y + 2y .
/13 = “T' 1-cosf'e
Амплитудами этих составляющих определяется тангенс угла сдвига первой гармоники, который равен
tg «, = S/k = _ 2f— sm 27 . 2
g 2/1 1—cos 2т
Можно предложить упрощенный] способ нахождения сдвига фаз по первой производной тока Если в несинусоидальной кривой i==f(u>f) содержатся составляющие ii = /isinw/ и й = = Ii cos wt, то в кривой, соответствующей первой производной =/(«»/), будут содержаться составляющие:
dii , .• . ( , , к
= Il cos ш! = I\ sin \a>t 4- —
du)/ \ 2
и
^Z1 1" • j z" ( \
-r-l = —/1 sin lot = Ii cos I tot 4- 9 I-diot \ ]
Таким образом, в кривой составляющие гармо-
ники имеют те же величины амплитуд, но по фазе они смещены 61
в направлении вращения векторов на угол а следовательно» величина tg ? не изменится и будет равна
♦
Для рассматриваемого случая во время перекрытия di , . , = /, sin ш/, dcor
а во время одиночного горения -у—- = 0, т. е. кривая -у—- — dwt dut
= f (о/) изображается отрезком синусоиды с амплитудой I* (рис. 39). Таким образом, для нахождения tg? достаточно определить две амплитуды составляющих первой гармоники вместо шести при разложении действительной кривой тока:
=—I I sin<u/cosw/dw/ = о
= щ-(1— cos2y)/v =
l — cos 2у я(1 — cos?) 8
Ix sin и/ (— sin «>/) dtoi
t—4sin2^)^
2y— sin 2? .
~(1— cosy) 8
В разложении взяты сомножители cosio/ вместо sin ut и — sin toi вместо cos wt в связи с поворотом составляющих амплитуд на по направлению вращения векторов.
Из полученных значений Л и //
2у —sin2y 1 — cos 2?
(73)
Этот способ ниже применен для нахождения сдвига фаз в более общем и сложном случае, когда процесс перекрытия сочетается 62
с пульсацией выпрямленного тока. Он пригоден также для определения амплитуд высших гармоник несинусоидального тока во всех случаях, когда производная функции оказывается более простой и не принимает значений^+ оо. Последнее имеет место в кривой
тока при мгновенной коммутации, например, для кривых рис. 28. v di
Если в отдельные моменты^ j ~ ± оо, то предварительно из
Рис. 42 перекрытия в контуре
кривой i — f («>/) следует вычесть составляющую тока прямоугольной формы, как это было сделано, например, с кривой рис. 28.
На рис. 40 приведена зависимость cos<p от угла перекрытия 7, найденная по выражению (73), а на рис'41 дана зависимость cos<p совместно cjp. от величины 4 отношения у-, х
Для схемы с нулевым выводом процесс коммутации отличается тем, что во время
действует напряжение двух фаз 2UM sin vt, и ток коммутации возрастает от 0 не до 21в, а до 1в, так как при этом в ранее действовавшей фазе ток /в — iK= 0, а в фазе, вступающей в действие, ток достигает iK= 1в (рис. 42). Неиндуктивное сопротивление трансформатора, отнесенное к двум фазам вторичной обмотки, в 4 раза больше, поэтому при равном значении их величина угла перекрытия в данном случае и в мостовой схеме одинакова. Следователь-
но, все приведенные выше выражения относятся и к схеме с нулевым выводом при условии, что X и 1Х отнесены к числу витков
63
одной фазы. Исключение представляет эффективное значение тока для вторичной обмотки трансформатора, которое, если не учитывать процесса коммутации, в]/2 меньше, чем в случае мостовой схемы.
Нетрудно показать, что с учетом процесса перекрытия эффективный ток фазы вторичной обмотки трансформатора равен
^=4 Л V^ф+кв2Эф. (73а)
§ 4. СОВМЕСТНОЕ ВЛИЯНИЕ ИНДУКТИВНОСТИ ТРАНСФОРМАТОРА И ИНДУКТИВНОСТИ ЦЕПИ ВЫПРЯМЛЕННОГО ТОКА
Выше рассматривались процессы в схеме выпрямительного электровоза, которые имеют место, либо когда индуктивность трансформатора электровоза равна нулю, причем выяснялось влияние степени сглаживания выпрямленного тока, либо когда выпрямленный ток полностью сглажен, и при этом допущении рассматривалось влияние индуктивности трансформатора.
Рассмотрим процессы в схеме электровоза при конечных значениях индуктивностей в цечях переменного и выпрямленного токов, пренебрегая по-прежнему активными сопротивлениями. В этом Случае имеет место процесс коммутации тока в выпрямителе и пульсация выпрямленного тока в цепи тяговых двигателей, причем эти явления оказывают взаимное влияние.
Во время одиночного горения вентилей синусоидальное напряжение на токоприемнике электровоза уравновешивается э. д. щ самоиндукции обмоток трансформатора и цепи выпрямленного тока (рис. 11) и противо-э. д. с. тяговых двигателей, которая при принятых допущениях равна постоянной составляющей выпрямленного напряжения
di в
UM sin «t = Ue + (L (74)
При этом мгновенное значение выпрямленного напряжения die
ue = H^sin о? — L • (75)
Процесс коммутации тока (перекрытие) начинается в момент, когда ив, т. е. напряжение между точками А и Б (рис. 43,с), уменьшается до нуля. Если индуктивность трансформатора L равна нулю или выпрямленный ток полностью сглажен, т. е. — 0, то ue == UM sin wt и начало коммутации совпадает с началом каждого полупериода напряжения на токоприемнике электровоза. Если же L 0 и Le Ф оо, то в конце полупериода при ю/ = те, хотя [/„ sin <»/ = 0, но
die _ Ve dt L-\~ Бд'
«4
а, следовательно,
Ue --- 0 -f- . , J L)g,
L "T
t. e. еще не достигает нуля. Напряжение ив становится равным нулю, и начинается процесс коммутации при <д>£ == тг -|- р или для данного^полупериода при
wt = р. ’
Рис. 43
После изменения направления напряжение трансформатора L^sin о/ действует против выпрямленного тока ie (рис. 43,6) и die ____________________ 4-t/e
dt ~ Г+Те
Тогда
,, . . , , LA, sin4- Ue
tle ~ — UL------------£ _|_ £
Следовательно, угол p, при котором начинается коммутация, определяется равенством
^sinp — у—Ч- (t/^sinP + ив) = 0, (76)
откуда
или
Le UM sin Р = LUe
. и L Ue _Х ий Sm^~Lg-UM Xe'VM
(77)
(78)
в
Явление запаздывания начала коммутации на рис. 44 поясняется графически. Здесь штриховкой выделены ординаты, соответствующие э. д. с. самоиндукции, которая при конечных значениях L и - , , dig
LB складывается из э. д. с. самоиндукции трансформатора L и
5 Зак. 2234
63
э. д. с. самоиндукции цепи выпрямленного
тока ^в~^- Соответ
ственно суммарная э. д. с. самоиндукции на рис. 44 делится пропорционально £ и Le, и кривая/—2—3 представляет кривую
выпрямленного напряжения ue — f (<»/), которая проходит через нуль со* сдвигом на угол р по отношению к синусоидальному напряжению UM sinwf на токоприемнике электровоза.
Из этой диаграммы следует, что при и)/ = р: 1/ж5ШР + Пв=(1 + 1в)^-
И
UMs\n$ = L^,
откуда можно получить приведенные выше соотношения.
Далее, в интервале Р wt а происходит процесс коммутации тока, во время которого выпрямленное напряжение равно нулю. По окончании комму-
Рис. 44 тации в цепь тяговых дви-
гателей вновь вводится напряжение трансформатора. Формы выпрямленного напряжения в этом процессе и в рассмотренном выше регулировании с буферным контуром по рис. 7 сходны. Однако в данном случае кривая выпрямленного напря-
жения, хотя и изменяется по синусоиде (кривая 2—3 на рис. 44), но нулевая линия ее смещена и проходит через точку О. Последнее видно также из выражения (75), если в него подставить
-значение
dze _ UMsin<ot — Ue
~di L + Lt
После подстановки получим
“e=L^eU*sinwt+l^U--
(79>
66
Здесь первый член представляет уравнение синусоидальной составляющей и второй—постоянной.
Этот же процесс можно принять подобным случаю двойного регулирования по рис. 10, считая, что выпрямленное напряжение изменяется по кривой 2'—3'—3—4, Отличие заключается в том, что во время одиночного горения в цепь введена суммарная индуктивность Le 4- L, а во время перекрытия в цепи выпрямленного тока остается только Lg.
В связи с этими особенностями среднее выпрямленное напряжение для рассматриваемого случая не равно среднему значению части синусоиды L/M sin at, а приобретает более сложное выражение. Изменяются также другие зависимости — выражение для выпрямленного тока, эффективных значений токов и т. д.
Во время коммутации в рассматриваемом случае происходят два процесса: во-первых, процесс изменения по знаку переменного тока и, во-вторых, процесс падения тока в цепи тяговых двигателей, поскольку выпрямленное напряжение в это время равно нулю.
В цепи выпрямленного тока во время перекрытия:
dig Uв Cl^t Xд
И
4 = <в₽ ——₽)• Ад
В конце перекрытия = а
ig — iga = /др ~ (а ~ ₽), (80)
Ад
откуда
Д«д = iga — ig? = ^~1, (81)
Ав
где 7 = а — р— угол перекрытия (см рис. 44,6).
В цепи переменного тока
di ± . .
-т—; = ~ sin (в/ = Л- sin wt, du>t л
или, учитывая, что в начале коммутации ip =— iep, текущее значение переменного тока будет
i = — i«p Iх (cos р — cos uit), (82)
в конце перекрытия
ia = — /«₽ 4- Ix (cos Р — cos а). (83)
5Л 67
В конце коммутации переменный ток становится равным току в цепи двигателей; т. е. ia == iea, а следовательно, из (80) и (83): ’ 2ie? = (cos ₽ — cos а) lx + 7
•Ад И
21ва = (cos р — cos а) 1Х — у , ‘'в
или после подстановки значения Ue из (78) получим:
4? = у [cos р — cos а + у sin р] 1Х; (84)
iea = [cos (3— cos а — ysinpjZ^, (85)
Среднее значение тока за время перекрытия г- ief> zea cos р — cos a 'в — 2 — 2 x
и разность токов
Ate = ze? — iea = 7 Ix sin ₽. (87)
Во время одиночного горения
UMsin<*t-Ue = (L + Le)d-£, или
die— V I V (^sinwf — Ue) dwt. A -j- Лв
откуда
ie = у / у [UM (cos a — cos a>£) — Ue (ut — a)] + ieu. A -f- Ae
В конце одиночного горения при u>t — л р:
ie — t*ep —
1
X -I- Xt
[UM (cos a + cos P) — Ue (it — 7)] + /вк,
следовательно,
At'e ~ t'e? t'ea = [^-Ли (COS 01 Ц- COS p) — Ue (тг — "[)]• (58)
Из выражений (81) и (88) следует, что
1 т
Х^Х^ W"(coSа + cos ~Ue (л ~ т)] =
68
откуда можно найти, что
Ue =
V.
cos р + cos а
(89)
т. е. постоянная составляющая выпрямленного напряжения меньше, чем в случае выпрямления участков синусоидального напряжения в интервале а < wt С л + Р при отсутствии индуктивности трансформатора, когда
cos ₽ + cos а — с.им — и м.
Чтобы определить выпрямленное напряжение, необходимо знать углы аир, которые зависят от нагрузки выпрямителя электровоза. Для этого необходимо найти выражение постоянной составляющей выпрямленного тока 1в, которая равна
Д = + 1в2,
где /ei —составляющая за время перекрытия, равная согласно (38^
/ei=L/;, (90)
7U
и 1вг — составляющая за время одиночного горения, равная согласно (43)
1в2 = '^^1в+ ^-В1хв. (91)
7Г 7Г
Здесь 1хв =
UM
Х + Хв
в отличие от выражения (43), где X = 0
и /хв =
Таким образом, с учетом значения 1в согласно (86) ленный ток равен
= fe (cos р — cos а)+ -у^у- • В, Л. -f- zL в тг
откуда
/в _г X в _г 1 в + Х+х/ к 1 , Хе ’’ ф X
где
п cos р — cos а С/ ~ —
выпрям-
(92)
(93)
и
В ~ sin р sin а — гс (cos р — cos а).
39
Следовательно, величины углов р, а и угла перекрытия 7 определяются отношением у-, а также отношением индуктивных сопротивлений трансформатора (цепи переменного тока) X и цепи тяговых двигателей электровоза Хв. Этими отношениями согласно выражению (89) определяется и величина выпрямленного напряжения Ue или отношение выпрямленного напряжения при нагрузке 1в к выпрямленному напряжению при холостом ходе Ueo
ив cosp 4- cos а
Ue0 ~ 2 • X ( '
Для определения отношения ~~ может быть использовано так-U во
же равенство (78), из которого
Й=it тsin (95)
Из выражений (94) и (95) следует, что углы р и а связаны зависимостью
Р + cos а Хв . о L-^smp,
(96)
или
cosa = тг sin р — (Р sin р + cos Р) + a sin р.
(97)
Таким образом, функция a = f(P) зависит только от отношения индуктивных сопротивлений . Если постоянно, то
А А
a — f (Р) однозначна и связывает между собой отношения и Ueo
!в и в t (1в\
у в однозначную зависимость у- = f I у ) .
** во \'х1
Анализ функции a = f (Р) показывает, что при значениях
К
угол ₽ мал, и в выражении (97) сумма рsinр + cosp А
с достаточной точностью может быть принята равной 1. При этом допущении из выражения (97) получим
sinp =
cos a + 1
, Хв *+*~Х
(98)
70
71
На рис. 45 приведено семейство кривых Р = f
i X
строенных по выражению (98) для значений ~ >
( “• X ) ’ п0‘
4 и по выраже-
нию (96) для меньших значений.
По этим кривым и по выражению (93) для каждого значения
или
-у может быть найдена зависи-
мость отношения у-от углов аир, 1х
которая приведена в виде семей-
ства кривых а
в
и
на рис. 46.
-X
Следует указать,что при построении кривых рис. 45 и 46 удобно воспользоваться ограничением по условию а = р и у = 0.
На рис. 45 ограничивающая прямая р = а соответствует по уравнению (96) точкам
. _ 2 cos р X
sin Р =------ • -у- ,
п ж 2 X
(99)
Для этих же точек в выражении (93) С = 0 и В = 2 sin р.
Нетрудно показать, что ограничение (3 = а соответствует режиму, когда выпрямленный ток, пульсируя, снижается до нуля М = = 0 (рис. 47). Поэтому коммутация происходит при
нулевом значении выпрямленного тока без перекрытия. При меньших нагрузках наступает режим с прерывистым выпрямленным током, для которого приведенные выше зависимости несправедливы. Режим прерывистого тока относится к области очень малых нагрузок, исследование которой для электровозов существенного интереса не представляет и поэтому не рассматривается.
Результаты подсчета зависимости ту-=/ ) для значений
б'во \1 х /
X I
-у от 1 до 12 с учетом зависимости углов а и р от по рис. 46 А 1Х
Приведены на рис. 48. Здесь же нанесена прямая у.— = f I )
Ueo \ /
для случая Хв = оо, рассмотренного выше в §_ 3.
72
, при-
Из рис. 48 следует, что увеличение отношения свыше -6 ив почти не оказывает влияния на зависимость уу-во
чается от ранее найденной при Хв — оо,
т. е. в предположении полного сглаживания выпрямленного тока, при котором Ue = eUM.
Хв
Погрешность возрастает с уменьшением и с увеличением
-. В связи с этим необходимо выяснить практически возможные
значения и у-. Для этого на .рис. "49 приведены кривые от-X 1Х
73
ношения которое согласно (89) равно
Ue _ «
SUM , % •
(100)
X
Порядок величин отношения можно определить из выра-Л
жений (22) и (23), откуда
Хв=0,42^-.^ (101)
К ПО i а
и из (63), откуда
Х = (,02)
74
Следовательно,
(ЮЗ)
ф-= 0,592
A Kno Uxh * в
или для нагрузки 1в, равной номинальной, . Х‘ - °’592 X kno Uxh
Относительная пульсация из условия удовлетворительной коммутации двигателей должна быть при нагрузке часового режима электровоза не более 0,6. Для выяснения максимально возможной X
зоны значений примем kM = 0,5 4- 0,7. Индуктивное напря-А
жение короткого замыкания трансформатора при часовом режиме обычно составляет около 10—14%, т. е. ид.к = 0,10—0,14, тогда ^=6 4-12, или = 0,83 4- 0,167.
А Ад
Кроме того, из (102)
вн __ Чхн
и, следовательно, для указанных значений ихн при номинальной нагрузке электровоза
^ = -^=0,070 4-0,100,
при двойной перегрузке может достигать 0,2.
Из найденных практически возможных соотношений и кривых рис. 49 можно сделать следующие выводы.
Для определения Ue с точностью 2% выражением Ue — eUM можно пользоваться, когда -^4->6 при номинальной нагрузке А
менее 12.
нагрузки
электровоза и меньших нагрузках. X
При перегрузках до двойной должно быть не А
При точности определения Ue 5% для номинальной X
>2 и для двойной перегрузки — не менее 4. А
А / U 1
В этих пределах значений и зависимость -=/- = / ( тН A lx Uво \
с указанной точностью может вычисляться по (61) или по формуле
U„о //
(104)
75
X I
Если и ~ превосходят отмеченные предельные значения, Л 1*
то Ue должно определяться по формуле (89) или с учетом кривых рис. 49 по формуле
ив
ив0
V
(105)
Приближенная формула (104) обычно пригодна для расчета внешней характеристики выпрямителя и скоростной характеристики электровоза как такового в предположении синусоидального напряжения на токоприемнике, так как в этом случае X представляет только индуктивное сопротивление обмоток транс-X
форматора электровоза и, как было выяснено —> 6. Более точ-X
ная зависимость по рис. 48 или формуле (105) необходима при исследовании влияния сопротивления сети на характеристики । электровоза и определении падения напряжения в сети. В этом ' случае X равно сумме индуктивных сопротивлений трансформа-
тора электровоза и питающей его сети, причем может быть
. менее 4, а отношение более 0,1. Поэтому такие исследования
; * х
। и расчеты не могут производиться по упрощенной формуле (104)
' и должны учитывать влияние отношения индуктивных сопротивлений (см. главу III § 1).
Зависимость углов р и а от нагрузки, характеризующейся
1в
отношением у-, позволяет провести анализ влияния индуктив-‘х
ных сопротивлений и их соотношения также на другие показатели— пульсацию выпрямленного тока и коэффициент мощности электровоза, который выше проводился при произвольных изменениях углов р и а.
Выясним, какое влияние оказывает индуктивное сопротивление трансформатора на величину относительной пульсации выпрямленного мого
тока kn. Относительная случая при X ф 0
kn=i 8
пульсация тока для рассматривае-
им
(Хв+Х)1в •
С увеличением X увеличивается угол перекрытия у и угол а = р + у, а также согласно кривым рис. 15 возрастает коэффициент 8. Однако этому противодействует увеличение суммы Хв + X в знаменателе выражения для kn. Результирующий эффект может быть найден следующим путем.
76
Предположим, что Хв выбрано без учета X, т. е. по величине коэффициента 80 = 0,66 (а = £ = 0), и при номинальной нагрузке
= (106)
л Л1вн
Тогда при X Ф 0 относительная пульсация тока будет равна
*» = 18 —i UjLx\ - (,07>
Делением этих выражений получим
kn 8 1_8 Хв
kno~K' X 80 ’ ХвX' + Хв
Для нахождения углов аир, которые определяют 8, используем кривые рис. 46, причем отношение найдем из равенства
J _ Хв Х
• х X Хв ’ X
Из (24)
тогда 1вн___________________________28О __Х
Л; ~kno X, ’
2
или, так как —80 согласно (22) равно 0,42 77
/ан = 0,42 Х_ 1X ^по ХА
(108)
k / X \
На рис. 50 приведены кривые = f ) , которые покато \ ла '
зывают изменение относительной пульсации тока в зависимости X . л
от отношения по сравнению с kn0, определенному без учета
= 0) . Из этих кривых следует, что увеличение X вы-Л-в '
зывает повышение относительной пульсации выпрямленного тока, но незначительное, не превышающее 10-ь 15%, и имеет место только до значений
-£-=0,1754-0,225 или -£- = 5,74-4,5.
.Ха А.
77
При дальнейшем увеличении X относительная пульсация падает.
Таким образом, индуктивность сглаживающего реактора электровоза практически может определяться по формуле (22), исходя из наибольшего допустимого значения kn по коммутации тяговых двигателей.
Индуктивное сопротивление трансформатора не вызовет значительного увеличения пульсации тока, причем это увеличение
Рис. 50
может быть учтено при определении рис. 50. Индуктивное сопротивление
Хв на основании кривых сети также не может выз-
вать существенного повышения пульсации выпрямленного тока. X
Если электровоза имеет наименьшее значение 0,08, то при Хе
увеличении X за счет индуктивности сети в два раза (X \
—- == 0,16 ) относительная пульсация тока возрастает всего на Хе /
8% (по кривой &по = 0,5), а ^при дальнейшем увеличении X
будет уменьшаться. При больших значениях для электро-Ав
воза индуктивное сопротивление сети вызывает меньшие повышения относительной пульсации тока.
78
Как было выяснено выше, при постоянной, гне зависящей от нагрузки индуктивности цепи тяговых двигателей Le или сопротивлении Хв пульсация выпрямленного тока Дгв не изменяется при изменении нагрузки. Этот вывод был сделан в предположении, что X = 0, когда
Д1в = -^80-^-.
Если же X =£ 0, то
и будет изменяться в соответствии с зависимостью 6 = %
Влияние X, точнее отношения на зависимость &ie=f(Ie), ^8
может быть выяснено рассмотрением функции
Ыв = S J /„ \
Д^'вЯ \ ‘вн /
где Д/вк и 8К— соответственно пульсация выпрямленного тока и
значение коэффициента 8 при номинальной нагрузке, зависящие
X
от отношения у-
Хв
Значения 8 могут быть найдены из отношения по кривым
рис. 46 и рис. 15, причем с учетом выражения (108)
Л _ Л 1«н 0,42 X I,
1Х h ^ПО Хв 1вн
На рис. 51 приведены кривые-т-A = / (-А-) для двух край-^1вн \ *вН /
них соотношений kno = 0,5; = 0,083 (Дг == 12^ и kno—0,7;
Ад \ /
X __ л о / Хв _сД
Хв и’2 \ X J
Как следует из этих кривых, индуктивность трансформатора благоприятно влияет на зависимость величины пульсации выпрямленного тока от нагрузки, так как вызывает падение пуль-
сации в области малых нагрузок, а следовательно, уменьшение
роста относительной пульсации тока kn = . Этот эффект силь-
фе
нее проявляется при
больших значениях , т. е. больших ве-Хв
личинах X. Однако он не обеспечивает достаточного падения пульсации тока в области малых нагрузок, и при практически X л
возможных величинах относительная пульсация тока в обла-
Хв
сти малых нагрузок будет сильно возрастать. Поэтому отмеченная выше целесообразность применения сглаживающих реакторов со стальным сердечником и характеристикой Le—f (/в) гипербо
лического вида остается в силе.
Приведенный метод нахождения кривых относительной и полной пульсации тока позволяет построить такие кривые и для случая переменной Ха = f(Je)-Отличие расчета будет состоять в том, что для 1а каждого значения -у—
I ан должна приниматься но-X вая величина .
Л-a
Эффективное значение выпрямленного тока может определяться по формуле (49а) с некото-
рым уточнением переменного коэффициента’;. Дело в'том, что в выражении /в Вф (48а) для данного случая 1ХВ = = v везда, кроме Дгв=ер/Жв. В этом, Лв + Л
выражении 1хв — , так как значение Дгв в выражении (48а)
вошло из выражения (39), относящегося к перекрытию, во время которого в цепь выпрямленного тока [включено только Хв. По-
этому здесь:
А.« Хе+Х .
Д^в----^7 &}Jxa
И
5 =
1
4Ва
2 тгу3 г2 1
(109)
На рис. 52 приведена зависимость S от отношения ~~ для зна-чений 6, найденная по кривым рис. 15 и 26 и выра
жению (109).
Из рис. 52 следует, что в этом случае остается в силе вывод о возможности определения эффективного значения выпрямленного тока по величине относительной пульсации k„ без учета
80
изменения z, который может быть принят равным 0,13, поскольку влияние пульсации на значение 1е3ф мало.
Эффективное значение переменного тока может быть определено по его эффективным значениям за время перекрытия и вре-
мя одиночного горения
12 = И + 11. (110)
В период перекрытия ток i изменяется от — до + /«з по уравнению (82)
i ~ — iB3 + Л- (cos р — cos о7),
или с учетом (83)
i ~ iei + Ix (cos a — cos tot).
Суммируя эти уравнения, получим
1 а ' . г /cosа cosp \
/ = — уДгв + !х g------cosо,7 .(111)
Если в последнее выражение подставить значение А/е согласно (87) и заменить cos а -ф cosp -- те, то оно примет вид:
i = е — у sin Р — cos о7
Тогда эффективное значение тока i за время перекрытия может быть найдено из уравнения
г2 1 г2 Г / Т . \ ”
ii ~—•'*\1лгЕ—A-sin₽-—cosii7 I 7о7, 7t I I Z Z /
₽
откуда после интегрирования и упрощений получим
(112)
где
D = -|~[2у ф- (sin2a — sin2p) ф- -у (те— 7 sinР)2 —
— 4 (те— у sin р) (sin a — sin Р)]. (ИЗ)
Эффективное значение ‘переменного тока за время одиночного горения равно эффективному значению выпрямленного тока 1в,вфК может быть найдено из^выражеиия (45). Однако в данном случае его удобнее преобразовать путем подстановки
k — п~ /в ’
6
Зак. 2234
81
или
23 X Ix п~ гс 'Х + Хв ' 1в *
поскольку
*. _ 28 28 X ,
&1е — ~ ‘хв — _ •/ । V 1 х' гс гс Л + Хв
После этой подстановки, суммирования Ii и а также деления на /а получим
Ь2 - Р - 71 ? 25
э* J2 гс 1 гс гс
л_____
4- Хв 12в
82
+ Л [бгПгГ + kd]2|, (114)
я2 \А -f- Л в J у я J J I е
где Л, В и D — уже известные переменные коэффициенты (кривые "Л и В2 приведены на рис. 26, а яД— на рис. 53).
На рис. 54 приведено семейство кривых кэф = f | ~ 1 для
Из этих кривых следует, что эффективное значение переменного тока по отношению к выпрямленному току возрастает при малых нагрузках, что является следствием увеличения относительной пульсации выпрямленного тока, а также возрастает с уменьшением отношения , т. е. с увеличением индуктив
ности трансформатора или уменьшением индуктивности цепи выпрямленного тока.
Кривые кяф —f и ~f(ув~\ (рис. 48) позволяют найти зависимость коэффициента мощности электровоза от отношений у- и /у УХ
_2]/2 Цв 1
UI "
(115)
6Д
83
для значений от 6 до 12
Семейство кривых р= f
\*х
'X
и —-S-= оо приведено на рис. 55. Как видно из этих кривых,
соотношение индуктивных сопротивлений существенно влияет на коэффициент мощности электровоза. Чем меньше индуктивность трансформатора и больше индуктивность в цепи выпрямленного тока, т. е. чем лучше сглажен выпрямленный ток, тем выше коэффициент мощности. Так, например, при их = 0,14, т. е. —=0,1, при относительной пульсации выпрямленного тока *„о = 0,7 (-ф- = 6) И —0,8, а при knO = 0,5 =8,5^ ji«
\ л I у Л. J
« 0,83.
Для данного электровоза при определенном значении —
кривые рис. 55 дают зависимость коэффициента мощности электровоза от нагрузки.
Кривые р—Иимеют максимум в области значений — =
— 0,1-4-0,11. Поэтому целесообразно такое отношение токов иметь в области нагрузок, близких к часовому режиму электровоза. Однако необходимо иметь в виду, что если ^<0,1, то * X
его повышение нецелесообразно, так как одновременно умень-
шится и ц упадет, а не увеличится.
А
Кривые рис. 55 позволяют судить об эффективности применения сглаживающего реактора со стальным ^сердечником и гиперболической характеристикой индуктивности. В этом случае Хв
с уменьшением нагрузки отношение возрастает, а снижение А
коэффициента мощности в области малых нагрузок не имеет места.
I X
Так, например, если при= 0,1 = то у.» 0,80, а при
I х А
уменьшении нагрузки в два раза — уменьшается до 0,75. Если же при этом относительная пульсация тока не изменяется, что означает удвоение индуктивности цепи выпрямленного тока, т. е. увеличение до 12, то у не только не падает, а даже повы-А
шается до 0,835.
Таким образом, правильным выбором характеристики сглаживающего реактора электровоза можно существенно повысить средний эксплуатационный коэффициент мощности выпрямительных электровозов.
84
Используя способ разложения производной'функции можно сравнительно просто найти зависимость
Во время перекрытия (р ы/ а) (см. стр. 67)
- j—г = Л. sin at, d^t х
а во время одиночного горения ф р)
di die 1
"fat ~ ~ Х + А?S’n“^в) “
X . . , X . ив
х + хв ^SmtoZ Х + Хв /х£ eUM ’ где^= f (2^ , по рис. 49 и е = .
еим \ X Jx I
85
Таким образом, производная функция содержит три составляющие (рис. 56, б), из которых сумма первой и второй может рассматриваться состоящей из отрезка синусоиды от wt = ₽ до iot = а
X X
I,sin iot — ir-, -/,. siniot = v , e' Ix sinu>t
x X-Y Xe x + xe •*
и полной синусоиды
-у- Ix sin iot. Л лв
Для отрезка синусоиды:
2
X
-у— /Л sin iot cos lotdiot = + Л8
в
2т
у
т-"у Ix (cos 2(3 — cos 2а)
Т"
И
2 (
7Г I
1
а
х
8 у sin wt (— sin iot)diot=
------------2т. X +Хв Ijc + Sin ~'Sin 2^‘ Для полной синусоиды
/12=0. И /12= ---- /,.
в
Наконец, для составляющей прямоугольной формы:
/' 2 С X , Ue
/1з=-----I -rzn—.-s• Гт' c°soddiot =
я J -j- Ae a
t: ' X + Xe xE^w (Sln₽ + Slna)
И
-1K e —(— sin iot) diot =
в £с/Л
2
7Z
X
X + Xe
/xe-^(cos₽ + cosa).
86
По найденным амплитудам составляющих первой гармоники может быть определен
tg<p =
Следовательно,
X U
(2-f+sin 2J3—sin 2а)+2 л—2е —у- (cos р + cos а)
' ' ' L_________________________1
X U
(cos 2₽ — cos 2а) -J-4e (sin ₽ + sin а) Л еС„
(116)
„ Хе значении ,, =
для
На рис. 57 даны кривые cos ср =
= 6-7-12 и для сопоставления тонкими линиями вые —
, перенесенные с рис. 55.
показаны кри-
§ 5. ВЛИЯНИЕ ОМИЧЕСКИХ СОПРОТИВЛЕНИЙ И К. П. Д. ВЫПРЯМИТЕЛЯ
определяется элек-
Зависимость выпрямленного напряжения от тока t/e=f(Ze)
Vв или в относительных величинах уу—
U во
тромагнитными явлениями в схеме выпрямителя электровоза, а поэтому может быть названа электромагнитной характеристикой выпрямителя. Для получения его внешней характеристики, т. е. зависимости напряжения на тяговых двигателях от тока нагрузки Ud—f (1в), необходимо дополнительно учесть влияние омических сопротивлений обмоток трансформатора и сглаживающего реак-
тора, а также падение напряжения в вентилях.
Активное сопротивление обмоток трансформатора, приведенное к его вторичной обмотке,
Я=-^Я1 + Я2, (Н7)
где 7?! и R2— активные сопротивления первичной и вторичной обмоток трансформатора,
прежде всего может оказывать влияние на величину угла перекрытия р Выясним характер этого влияния и необходимость учета его при практически возможных значениях R.
С учетом активного сопротивления уравнение для переменного тока во время коммутации примет вид:
di
Uм sin wZ = L —-j- Ri, M at
87
или
X -j-г + Ri = UM sin wt, omi
откуда
— — / IJ
i = Ae x w + sin («>/— <p), (118)
где A— постоянная интегрирования;
Ф — угол сдвига по фазе принужденного тока
Z— полное ^сопротивление трансформатора (Z2 = R2 + X2).
Для случая, когда Хв = оо и выпрямленный ток полностью сглажен, при wt =0 ток i = — 1е, откуда:
A = uJ^-!.
— — wt
it=SJKsin<p— Iв)e x 4-sinjwf— ср), (И9)
’ где
Рис. 58
I = —И-K z •
Выражение (119) позволяет судить об особенности процесса коммутации -при наличии активного сопротивления в цепи переменного тока.
На рис. 58 кривая АВ представляет переменную составляющую тока /Ksin (а/ — ср), которая отстает от кривой напряжения сети UM sine»/ не на 90°, как в случае R — 0 (см. рис. 32), а на угол ср. Состав-ляющая (IK sin ср—/в) е х “ в на-
чальный момент(<uf=0) равна 7Ksin ср—/в и,следовательно,начинается в точке С, уменьшаясь далее по экспоненте СО. Разность ординат кривых CD и АВ при wt = 0 равна — 1в. Если бы первая со-
ставляющая не падала по экспоненте, то ток трансформатора изменялся бы по синусоиде EG, представляющей синусоиду АВ, смещенную вверх на sin ср— 1в. В этом случае процесс коммутации протекал бы быстрее, чем при R = 0, и угол перекрытия
88
был бы значительно меньше. Однако в действительности за счет затухания постоянной составляющей изменение тока трансформатора происходит по кривой Е — F, более близко^ к косинусоиде, изображенной на рис. 32.
Отличие этой кривой от косинусоиды зависит от отноше-р
ния . Нетрудно видеть, что при R = 0, а следовательно, А
» = 90° выражение (119) принимает вид (58). О влиянии R на протекание процесса коммутации можно судить по величине угла перекрытия у, зависимость которого от тока нагрузки /„ находится из выражения (119), если в него подставить условие ю/ = 7, i = 1В'.
к . ----tvt
Ie =(/Ksin<p — Ie)e x 4- IK sin (y — <p),
откуда
R — — Y /в _ е х sin ср-4-sin (у — ср)
(120)
R
1К
Зависимость у = f / ~ | согласно этому выражению представ-
лена кривыми рис. 59 для значений —у- = 0; 0,2 и 0,5.
А
Значение-г?-= 0,2 (tg<p = 5) соответствует соотношению со-А
противлений для трансформатора электровоза; большую вели-р
чину ~ 0,5 (tg — 2) имеет контактная сеть. А
Как видно из этих кривых, при — 0,2 омическое сопро-А
тивление оказывает небольшое влияние на угол перекрытия у, причем до значений р- порядка 0,2 это влияние весьма мало.
'я
При больших значениях -у = 0,5 угол перекрытия заметно А
уменьшается.
Однако этот эффект является следствием главным образом уменьшения величины тока короткого замыкания 1К под влиянием R. Если же полученные по выражению (120) углы у отнести к отношению
t=7;cos'p’ , UM где, как это принято выше Jx — ,
89
то кривые у = f
резко сближаются, причем и кривая для
-vr=0,5 уже не дает существенного отклонения от кривой J?=0.
Следовательно, как при расчете номинальных электромагнитных характеристик выпрямителя электровоза, так и при расчетах, учитывающих влияние падения напряжения в сети, следует пользоваться соотношениями, приведенными в § 4, не принимая во внимание омического сопротивления в цепи переменного тока, т. е. омических сопротивлений трансформатора и сети.
Этот результат получен для случая коммутации от —1в до +/в, однако очевидно, что и при пульсации выпрямленного тока, когда коммутация происходит от большего по абсолютной величине тока ip до меньшего 1а, нет оснований ожидать другого результата.
Активное сопротивление цепи во время одиноч-
ного горения 7?-J-7?e, где Re —активное сопротивление цепи выпрямленного тока (сглаживающего реактора и тяговых двигателей), также оказывает некоторое влияние на форму кривой тока, но это влияние еще меньше, поскольку сопротивление Re мало и отно-Re
шение —- при наличии сглаживающего реактора с большим индуктивным сопротивлением много меньше 0,2.
Так, например, для опытных электровозов серии НО отношение = 0,0435.
Поэтому, в первом приближении, влияние активных сопротивлений на характеристики выпрямителя может учитываться по величине потерь, вызываемых в них эффективными значениями токов.
Электромагнитная мощность выпрямителя Р = 1„,
а мощность, подводимая к тяговым электродвигателям, равна •90
рд = ий1и- RI2- Rdp 12вэф - MJdiIB, (121) где &идг — падение напряжения в дуге вентилей, равное ~20в для схемы с нулевым выводом и — 40 в для мостовой схемы, поскольку здесь цепь тока в любой момент замыкается через два вентиля;
Rdp—активное сопротивление сглаживающего реактора;
R — активное сопротивление обмоток трансформатора, приведенное ко вторичной обмотке согласно (117).
Для схемы с нулевым выводом потери в обмотках трансформатора равны
72 + R21аф,
где Ia#— эффективный ток фазы трансформатора согласно выражению (73а).
Из выражения для мощности, подводимой к тяговым двигателям, следует, что напряжение на их зажимах
р I2
Ud=UB-RT-Rdp-^-MJd2, (122)
в i в
или
ид = ив - №эф + Rdp kl*) IB - /Шдг, (123)
где ka#— коэффициент эффективности переменного тока, определяемый согласно выражению (114) или по кривым рис. 54; kia#— коэффициент эффективности выпрямленного тока, определяемый согласно выражению (49а), в котором $ может быть принято 0,13.
Если принять зависимость по приближенной
формуле (104), то для внешней характеристики выпрямителя будет справедливо выражение
/2 \
Ud = UBO - ЫУдг -l±X + Ro6\ 1В, (124)
где
Ro6 — Rkatp 4" Rdp ke эф
Выражения (121 —124) не учитывают того обстоятельства, что активное падение напряжения в цепи переменного тока Ri при коротком замыкании этой цепи во время коммутации не действует в цепи выпрямленного тока и его составляющая в пределах углов u>t = р -> а, равная
а
— Г Ridwt,
К 1
₽
М
не входит в сумму падений выпрямленного напряжения. Как показал С. А. Петров [3], падение выпрямленного напряжения вызываемое активными потерями в цепи переменного тока с учетом влияния перекрытия, пропорционально отношению
v — ( | , т. е. точнее
' Uво'
Ro6 = (yRk23lf)-\- Rdpk2^,
а для схемы с нулевым выводом
Ro6 = T^Rl "о" V ^кэф -J- kB Эф ~Ь Rdp ^в эф-
R, Л,
Учитывая, что активное падение напряжения в цепи переменного тока сравнительно невелико, в практических расчетах можно не принимать во внимание изменение коэффициента v с нагрузкой, считая его постоянным и равным v = 0,7 -? 0,8 для значений напряжения короткого замыкания трансформатора в пределах 10 4-15%.
В расчетах, учитывающих взаимодействие электровозов с сетью, v должно приниматься меньшей величины, около 0,5.
Коэффициент полезного действия выпрямительной установки электровоза равен
вп [(/в + (1_^э%]/в + Ржт-
где Рд — полезная мощность, подводимая к тяговым двигателям согласно (121), или
Ржт— потери в стали трансформатора.
При определении к. п. д. главной цепи электровоза должны быть учтены потери в тяговых двигателях, включая передачи. При этом потери в двигателях должны быть определены с учетом влияния пульсации выпрямленного тока (см. главу III). Общий к п. д. электровоза определяется с учетом расхода мощности на вспомогательные цепи.
Глава III
ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ЭЛЕКТРОВОЗОВ С ПИТАЮЩЕЙ СЕТЬЮ
§ 1. ВЛИЯНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ СЕТИ
Найденные выше зависимости позволяют определить номинальные характеристики электровоза, т. е. характеристики для номинального напряжения на токоприемнике, а также для любого другого значения напряжения при условии, что форма кривой напряжения синусоидальная и не искажается при нагрузке. Эти зависимости могут быть использованы также для построения характеристик электровоза и определения энергетических показателей системы в целом при питании одного электровоза от одной или двух тяговых подстанций, работающих параллельно. В этом случае, как это уже отмечалось выше, справедливы зависимости, определяющие режим работы системы, которая от схемы электровоза как такового отличается только наличием дополнительных сопротивлений в цепи переменного тока в виде индуктивных и активных сопротивлений внешней сети.
При движении одного электровоза с поездом определенного веса на участке с известным профилем пути и расположением тяговых подстанций для любого момента времени могут быть найдены все величины, характеризующие режим работы системы. По усилию тяги, которое определяется весом поезда и профилем пути, и характеристике тягового двигателя находится значение выпрямленного тока /в. Для определения скорости движения поезда необходимо найти величину выпрямленного напряжения Ua с учетом падения напряжения в сети. Если напряжение на вторичных шинах тяговой подстанции принимается неизменным по величине и синусоидальным по форме, то индуктивное сопротивление цепи переменного тока должно быть принято равным
X = 1хст Хт,
где /—расстояние от электровоза до подстанции в км\
Хет — индуктивное сопротивление 1 км контактной сети;
Хт — индуктивное сопротивление трансформатора электровоза.
Если же учитывается сопротивление трансформатора подстанции Хп, то
X ~ Хп + 1хст + Хт-
93
Хет + Хт,
При двустороннем питании
где 1± и 12— расстояния от электровоза до подстанций.
По величине суммарного индуктивного сопротивления цепи т I'
находится ток короткого замыкания 1Х, а по отношению ~ от-
U„
ношение , откуда находится величина выпрямленного напря-во
жения Ue, соответствующая электромагнитной характеристике’системы, т. е. без учета активных потерь напряжения.
Далее определяется коэффициент эффективности k зф и находится активная составляющая падения напряжения в цепи переменного тока (А?п -ф 1гст -ф A’r) k2эф /8 и с учетом падения напряжения в сглаживающем дросселе и выпрямителях находится напряжение на зажимах двигателей L!;>, которое определяет скорость движения поезда. Могут быть также найдены ток нагрузки сети I и коэффициент мощности системы. Таким путем возможно построение характеристик системы Ue = (/e); Ue — f2 (1еу, о = = f3(Ie) и т. д.
Эти новые характеристики, соответствующие постоянному и синусоидальному напряжению на вторичных или первичных шинах тяговых подстанций, отличаются от номинальных характеристик электровоза тем, что напряжение на токоприемнике электровоза уже не постоянно по величине и имеет искаженную, несинусоидальную форму, причем меняющуюся с нагрузкой.
Кривая напряжения на токоприемнике электровоза при индуктивном сопротивлении сети Хет (Ест — А — 0) может быть построена аналогично построению кривой выпрямленного напряжения (см. рис. 43).
На рис. 60 синусоида представляет кривую напря-
жения на шинах тяговой подстанции. Во время перекрытия, от угла р до а, напряжение подстанции уравновешивается индуктивным падением напряжения (Ху-фХсг)^у и, следовательно, напряжение на токоприемнике электровоза изменяется по синусо-Хт
иде —-- -у-—L^sinotf, ординаты которой могут быть найдены Лу + Лет
пропорциональным делением ординат кривой Lesina»/. Таким образом, во время перекрытия напряжение на токоприемнике электровоза изменяется по отрезку синусоиды 1—2.
Во время одиночного горения напряжение подстанции уравновешивается противо-э. д. с. тяговых двигателей UB (RB = 0) и индуктивным падением напряжения (Хв -ф Хт -ф Хет) п0" этому напряжение на токоприемнике изменяется по синусоидаль-94
ной кривой 3—4, которая может быть построена пропорциональным делением отрезков ординат UM sin a>t — Ue .
Возможно также построение кривой напряжения на токоприемнике с учетом омических сопротивлений. Как и при /? = 0, кривая напряжения на токоприемнике будет иметь искаженную форму с пониженной амплитудой и потерей части площади во
время перекрытия.
Таким образом, в действительности напряжение на токоприемнике электровоза несинусоидально, в связи с чем возникает вопрос, не следует ли учесть искажение формы кривой напряжения на токоприемнике при построении номинальных характеристик электровоза.
Можно, например, построить характеристики электровоза с введенным в цепь трансформатора сопротивлением Zct, выбрав последнее таким образом,
чтобы при некоторой на-
грузке, например номинальной, эффективное значение напряжения на токоприемнике электровоза равнялось номинальному. При этом
получится более круто падающая внешняя характеристика выпрямителя и, соответственно, более крутая скоростная характеристика электровоза, пересекающиеся в точках номинальной нагруз-
ки с номинальными характеристиками при постоянном и синусоидальном напряжении на токоприемнике (пунктирные кривые, рис. 61).
Очевидно, что такой прием возможен был бы и для электровозов
постоянного тока, однако он не применяется, так как падение напряжения в сети создается не одним электровозом, и среднее падение определяется средними условиями нагрузки сети.
Можно принять неизменной такую искаженную форму напряжения на токоприемнике, которая имеет место в расчете предыдущим способом для режима номинальной нагрузки, и применительно к напряжению такой формы найти характеристики электровоза. Однако такая условность не имеет видимых преимуществ, так как в действительных условиях искажение напряжения сети может быть различным при одном и том же эффективном значении. Например, на токоприемнике электровоза при относительно малой нагрузке, но находящегося далеко от подстанции, напряжение будет иметь форму по рис. 62, а, а для электровоза, находящегося вблизи подстанции, но работающего с большой нагрузкой, форму 9'5
Рис. 62
по1 рис. 62, б. При известных соотношениях эффективные значения этих напряжений могут быть одинаковыми. Для нескольких электровозов, находящихся на разных расстояниях от одной тяговой подстанции и работающих с различными нагрузками, форма напряжения будет еще более сложной и может иметь две или несколько ступеней в моменты окончания перекрытия на каждом отдельном электровозе.
Вопрос о выборе формы напряжения на токоприемнике электровоза для построения номинальных характеристик, которые должны возможно ближе отражать средневзвешенные услогия работы электровоза при изменяющемся в условиях эксплуатации режиме нагрузки сети, требует специального исследования. Такое исследование необходимо и для установления величины номинального напряжения. Прежде всего, необходимо даже установить, какое
значение напряжения — эффективное или среднее (среднее за полупериод) — следует принимать для определения величины напряжения на вторичных шинах подстанций и на токоприемнике электровоза, так как мощность выпрямленного тока определяется средними значениями. Этот вопрос не имеет существенного значения для величины напряжения, принимаемого синусоидальным (напряжение на вторичных или первичных шинах подстанций), поскольку соотношение среднего и эффективного значений в этом случае постоянно.
Однако для напряжений искаженной формы и изменяющих форму в зависимости от нагрузки и положения электровоза этот вопрос имеет значение, так как при этом равенство эффективных значений совпадает с равенством средних значений только в частных случаях.
Решение поставленных вопросов может быть тате анализа работы системы, состоящей из участка тяговой сети и нескольких электровозов, различно нагруженных и расположенных по отношению к тяговым подстанциям.
В принципе для анализа может быть применен изложенный выше метод, основанный на определении углов коммутации и нахождении выпрямленного напряжения и тока, первичного тока и т. д. по зависимостям, которые определяются формами кривых напряжений и токов в цепях. Однако при двух, а тем более нескольких электровозах решение этой задачи становится сложным, так как процесс коммутации тока в выпрямителе каждого отдельного электровоза оказывает влияние на остальные. 96
найдено в резуль-
Поэтому необходимо изыскание хотя бы и приближенного, но простого метода расчета, прежде всего величин падений напряжения в сети.
Для этого целесообразно воспользоваться именно тем обстоятельством, что мощность выпрямленного тока определяется средними значениями напряжения, а не эффективными. Соответственно и падения напряжения в цепи переменного тока, в том числе и индуктивные, при нагрузке выпрямительных электровозов теряют векторную форму и выражаются точнее и проще в виде скалярных величин, подобно падениям напряжения в цепях постоянного тока.
Такая простейшая зависимость имеет место в выражении (62) для случая Хе — со, т. е. полного сглаживания выпрямленного тока. Здесь потеря выпрямленного напряжения, вызываемая индуктивностью X, не зависит от углов начала и окончания коммутации тока и выражается так же, как падение напряжения в активном сопротивлении для цепи постоянного тока, причем 2
эквивалентное сопротивление равно — Х.^В этом случае при работе электровоза от сети выпрямленное напряжение будет
2
ив = ив0 - - (X + 1хст + хт) 1в, (125)
ТС
2
где —Хп1е — представляет падение напряжения в трансформаторе подстанции;
2
— Ixcrfe — падение напряжения в контактной сети.
Тогда в качестве величины напряжения на вторичных шинах подстанции удобнее рассматривать среднее значение напряжения за полупериод
2
Uen^UBB-^XnIe (126)
и в качестве напряжения на токоприемнике электровоза 2
UBT — Uen-----1хст1в, (127)
ИЛИ
2
Uвт = Ueo - - (Х„ + 1хСт) 1в. (128)
ТС
Такое понимание напряжения на шинах подстанции и токоприемнике дает наиболее удобную зависимость от нагрузки. Например, зависимость напряжения на вторичных шинах подстанций ивп = f (Iв), которую можно рассматривать как внешнюю характеристику подстанции, здесь представляется наклонной прямой. Эффективное же значение этого напряжения является функцией 7 Заказ 2234
углов коммутации выпрямителя электровоза. Поэтому внешняя характеристика подстанции, выраженная в эффективном напряжении, представляет семейство кривых, зависящих от величины сопротивления сети 1хст, т. е. положения электровоза относительно подстанции [5].
Следует отметить, что эффективное значение напряжения в данном случае имеет смысл только в том отношении, что оно измеряется в реальных условиях обычными измерительными приборами, хотя возможно измерение и средних значений выпрямленного напряжения. Эффективное напряжение на токоприемнике электровоза однозначно не определяет величины выпрямленного напряжения и скорости движения электровоза, но определяет режим работы некоторых вспомогательных устройств электровозов, в том числе асинхронных вспомогательных машин.
Однако простейшая линейная зависимость падений напряжения от величины индуктивного сопротивления X и выпрямленного тока 1е имеет место только при бесконечно большой индуктивности Хв в цепи двигателей электровоза, т. е. при полном сглаживании выпрямленного тока. Если Хв имеет конечную величину, то пропорциональность между падением выпрямленного напряжения и выпрямленным током, а также индуктивным сопротивлением цепи нару
шается.
Более сложная зависимость падения напряжения от 1в видна
из кривых ~тт~ ~ f (см. рис. 48). Однако если рассматривать U во
рабочую область этих кривых при падениях напряжения на
30—35% или ~ = 0,65 -т- 1,0, а также для значений ^-^>2, Uво
то приближенно прямолинейная зависимость выпрямленного напряжения оттока может быть принята и в этом случае. Учитывая расположение семейства кривых ниже прямой — ос , для
Л
приближенной прямолинейной зависимости следует задать несколько большее значение коэффициента при X. Можно принять функцию
_ 1 1 Ь-
ив0 ‘
или
2 2 ив = иео~-^ Х1в, тс
(129>
которая заменяет семейство кривых в рассматриваемой области с погрешностью не более 5%.
По кривым рис. 48 нельзя судить о характере зависимости индуктивного падения напряжения от величины сопротивления Хг которая в выражении (129) принята прямолинейной.
98
Для проверки приемлемости этого допущения удобно кривые рис. 48 представить в виде семейства кривых уу- = f / у- j при
U во
Хе = const и /в = const. В этом случае независимая переменная у будет изменяться за счет — т. е. изменение=-гД-'х Л 1Х им X
здесь вызывается изменением индуктивного сопротивления цепи переменного тока X. V
Если Хе const, ГО X = уА
Ад
X
л
Хе _ Хе
V X Хе X Хв X
откуда
/хе X //
(130)
где при Хв = const и Л> = const отношение -у- величина посто-'хе
янная. Таким образом, построение семейства кривых =fly\
U во \*х/
при постоянных значениях у- может быть выполнено при помо-1 Хв
щи соотношения (130) по кривым рис. 48.
Из нового семейства кривых (рис. 63) следует, что в верхней
области этих Кривых для значений — >0,65 4-0,7 падение вы-U во
прямленного напряжения практически пропорционально X, причем с достаточной точностью может быть использовано приближенное выражение (129), которое принималось для условий изменения нагрузки 1е.
Необходимо отметить, что отношение -у- обратно пропорцио-нально величине относительной пульсации выпрямленного тока kno
Л = 1в Хе = 0,42 хв UM kno
На рис. 63 в скобках указаны значения kno, соответствующие
значениям у-. Таким образом, кривая при у- = 2 относится *Хв 1хв
к очень слабой пульсации выпрямленного тока (kno~ 0,21), что Может иметь место на ступенях пониженного напряжения трансформатора электровоза. Практические значения kno для высшей
7Д 99
ступени напряжения трансформатора составляют 0,5 4- 0,7 и ле-
Если для нагрузки часового режима электровоза &по = 0,5, причем сглаживающий реактор выполнен без стального сердечника и его индуктивность Хв не зависит от величины выпрямленного тока, то при нагрузке 50% от тока часового режима электровоза kn0= 1,0, а соответствующая кривая ~~ = f I ~ I будет ле-
U во \*х1
жать ниже кривой при kn0 = 0,84 на рис. 63. Таким образом, выражение для Ue=f(Ie) по (129) дает большие погрешности в области малых нагрузок и меньшие в области номинальных нагрузок и перегрузок. Погрешность уменьшается, если на электровозах применяется сглаживающий реактор со стальным 100
сердечником, имеющий гиперболическую характеристику индуктивного сопротивления. Такая характеристика реактора, как это указывалось выше (см. стр. 35), соответствует условию постоянства относительной пульсации kno. В этом случае одна и та же кривая рис. 63 остается справедливой для всей области нагрузок электровоза, в пределах которой реактор имеет гиперболическую характеристику. Только в области малых нагрузок, когда режим работы реактора переходит на прямолинейную часть кривой намагничивания, происходит смещение на кривые с большими значениями kno и погрешность увеличивается.
Попутно отметим, что кривые рис. 63 дают представление о значении сглаживания выпрямленного тока с точки зрения влияния электровоза на сеть, т. е. на величину потери напряжения в сети. Поправочный коэффициент в выражении (129) зависит от степени сглаживания выпрямленного тока, т. е. от коэффициента k„o. Принятое значение 1,1 приблизительно соответствует k„o = 0,5. С учетом зависимости поправочного коэффициента от kno
9
= (131)
где для kno = 0,4 — 1,0,
Х«1 + 0,2йпо. (132)
Таким образом, с приемлемой для практических расчетов точностью можно принять линейную зависимость падений выпрямленного напряжения как от нагрузки 1в , так и величины сопротивления цепи переменного токаХ. Другими словами, влияние индуктивного сопротивления подобно омическому сопротивлению в цепях постоянного тока, причем величина эквивалентного сопротивления равна 0,7 X или, несколько точнее, с учетом степени сглаживания выпрямленного тока определяется по выражению (131).
Величиной напряжения, определяющей силу тока в цепи, является среднее значение напряжения подстанции, под которым понимается среднее значение напряжения за полупериод.
Естественно предположить, что выражение (131) остается справедливым и для случая параллельного питания двух или нескольких электровозов, т. е. что индуктивное падение напряжения в любом участке цепи переменного тока с сопротивлением X пропорционально XL 1в , где Е Ц — сумма выпрямленных токов всех электровозов, первичный ток которых протекает через данный участок цепи.
Такое допущение требует дополнительной проверки на возможные погрешности, что, по-видимому, целесообразнее выполнить путем моделирования системы энергоснабжения и электровозов, а не громоздким аналитическим путем. Все же нет оснований предполагать, что при суммировании нагрузок электровозов воз-
101
никнут иные зависимости, если выпрямленное напряжение не будет опускаться ниже 0,6 Ue*.
Полученное выше упрощенное выражение индуктивных падений выпрямленного напряжения может быть использовано в том случае, если линейная зависимость от выпрямленного тока приемлема и для активного падения напряжения в цепи переменного тока. Это, однако, возможно только при некоторых дополнительных допущениях, поскольку ток I — k3p 1„, а активное падение
напряжения в контактной сети 1гст к^ф 1е, где коэффициент I X
эффективности кэ$ является функцией отношений ~ и (по * X
рис. 54).
Чтобы выяснить, можно ли принять коэффициент к,ф постоянным и каковы будут при таком допущении погрешности, необходимо кривые рис. 54 перестроить применительно к постоянным значениям индуктивности Хв и нагрузки 1в или отношения ~~ , .хв как это было сделано для кривых
иео 4w
Перестроение может быть выполнено по соотношению (130).
В результате получается семейство кривых рис. 64, из которого
* Исследования, выполненные ЦНИИ МПС в 1957 г., подтвердили возможность суммирования нагрузок при условии 1/й^>0,5 Uв0.
102
следует, что при изменении отношения у X за счет X при * х
постоянном 1е , т. е. постоянном отношении , или относитель-* хв
ной пульсации выпрямленного тока kn0, коэффициент 1гэф изменяется сравнительно слабо, и для каждого данного значения kno приближенно может быть принят постоянным и при kno ~ 0,5-?-1,0, равным
0,88 + 0,18 kno. (133)
Тогда с учетом активного падения напряжения в цепи переменного тока выпрямленное напряжение будет равно
Ue=Ueo — (х~ X + ^r\ib. (134)
I 71 /
Такое выражение позволяет производить выбор расстояния между тяговыми подстанциями или определять потери напряжения в контактной сети, пользуясь известными расчетными формулами для системы постоянного тока. При этом следует иметь в виду, что потери напряжения в трансформаторе электровоза учитываются характеристиками электровоза, а потери напряжения на тяговых подстанциях составляют определенную величину — около 7% при напряжении короткого замыкания 10%. Поэтому расчет сети может производиться по допустимым потерям напряжения в сети
ЬИст = (х -— хст + чквфГст\ К135)
где 2j//e — сумма моментов выпрямленных токов электровозов, питаемых по данному участку контактной сети и
v — коэффициент, учитывающий влияние перекрытий на величину потерь выпрямленного напряжения от активных потерь в цепи переменного тока (см. стр. 91).
Напомним, что выше и в последнем выражении имеются в виду величины сопротивлений цепи переменного тока и напряжения, приведенные ко вторичной цепи электровозов, или токи нагрузки 1е , приведенные к первичной цепи.
Попутно можно сделать вывод, что для равных относительных падений напряжения потери энергии в контактной сети при переменном токе меньше, чем при постоянном.
Так, если принять tg <рсг = 2 и kn0 — 0,5, то активное падение составляет около 0,5 полной потери напряжения, а потери энергии составляют около 50% потерь при равной потере напряжения для постоянного тока.
Несмотря на ряд допущений, приведенный метод определения падений напряжения в сети является более точным, чем приближенные методы, основанные на допущении, что выпрямительный электровоз потребляет чисто синусоидальный ток при costs, равном cos<p
1 03
первой гармоники тока выпрямительного электровоза, или коэффициенту мощности у.
Для оценки точности формулы (135) на рис. 65 приведены вычисленные с учетом падения напряжения в сети кривые отношений выпрямленного напряжения Ue ст к номинальному выпрямленному напряжению электровоза Ue. Сплошными линиями пред-Uecr , XU ст г (1хст\
ставлена зависимость = 1---Гт— = / I I , полученная
ив ив \Лт I
по формулам и кривым гл. II, а пунктирными линиями по формуле 135. Отношение — представляет отношение индук-Л т
тивного сопротивления контактной сети к индуктивному сопротивлению трансформатора электровоза. По мере удаления электро-.. 1хст
воза от тяговой подстанции отношение ——увеличивается.
X т
Кривые рис. 65 выполнены для четырех случаев:
X
1) для электровоза с отношением - — =12 (uv — 0,10 и kno— Хт
= 0,5) при номинальной нагрузке, т. е. = 0,07;
2) для того же электровоза при нагрузке 50% номинальной, т. е. = 0,035;
X
3) для электровоза с отношением -—? = 6 (их — 0,14 и kno = ' Хт
= 0,7) при номинальной нагрузке, т. е. ^ = 0,1;
4) для того же электровоза при двойной нагрузке, т. е. =0,2.
1 X
Для контактной сети принято tg<pcr = 2.
Приближенный расчет зависимости — произве-
ев \Хт J
ден по формуле
Л । .2 \ 1хст
UeCT AUcr < \ 2tg<pcr Эф) Хт
Ue Ue 1Х , ’
7—Л
1 в
которая может быть получена из выражения (135).
Как видно из рис. 65, приближенный метод дает вполне удовлетворительные результаты.
Необходимо отметить что большие падения напряжения для второго электровоза, например при номинальных нагрузках (кривые 1 и 3 на рис. 65) частично являются следствием большей, относительно Хп, величины ХГз.
104
Так как Хт — -р * X
, ТО
Если 'кривую <3 отнести к значениям Хп, то она повысится до положения 3', т. е. все же будет лежать ниже кривой 1. Последнее является результатом больших падений напряжения в сети для электровоза с худшими параметрами их и k„o, а следовательно, и с худшим коэффициентом мощности.
Методы расчета, в которых первичный ток выпрямительного электровоза принимается синусоидальным, имеют очень неопределенный физический смысл и дают большую погрешность в результатах.
Основной причиной этого является то, что значения р или cos ср при снижении напряжения на токоприемнике Ут изменяются, тогда как в расчете по синусоидальному току обычно принимается, что cos<p или р электровоза остаются неизменными (рис. 66).
При таком допущении электровоз эквивалентен нагрузке, состоящей из сопротивлений
Uy-costf» .. t/rsin<p
R— -j—-, X--------------j—.
отношение которых постоянно и равно = tg<p, но которые из-К
меняются пропорционально напряжению Ут, так что ток нагрузки I при изменении Ут остается постоянным.
105
Поскольку cos© не изменяется, активная мощность электровоза пропорциональна Ut, и ее изменение характеризуется отно-
UT л
шением , которое может быть найдено из уравнения
(7 го
/ Ut V Л UT . V (Uto\
I RcT Н-cos I + I Хет + ~j- Sin <p I = I—J— I ,
или, после приведения к нормальному виду квадратного урав-Хст .
нения и подстановки „— = tg <рст:
г\СТ
cos © , .
Г- —+ SIH © tg 'f’CT
Хет Р
---------1 = 0.
Uto
UT\2
U to
Хет I Ut
Uto Uto
I 1
' ig2 <pcr
Для сопоставления с выпрямительным электровозом введем условную подстановку
Uto_____Um Хт _ 1_______Хт
Хет у/ 2 Хет ^т Е 2 х Хет ’ или
Хет _ 1 / -у 1 Хет UTo~¥ 1х'Хт
и
7 = кэф I в-
Тогда рассматриваемое уравнение примет вид:
/ Ut А2 . с 1 гтг I cos <р \ , 1 в Хет Uт .
177 ) ^2^2 I т—— |- sin ф J каф — • —-j--!-
хуто) ytg'fcT / Tv Хт Ото
,<>( 1 п Ль2 (1ЛЧХст\2 1 п т I WT'-----г 1 I «аф I у I у I — 1=0.
\*g Чет ] \‘х/ \ Хт )
Если в это уравнение подставить значения cos <р = р, 1гЭф, у при ZCr = 0, то оно даст искомую зависимость для выпрями-Ut с ( Хст\ тельного электровоза у-.— = f I — I .
Uто \ Хт /
Последняя при исходных данных (ZCt = 0), принятых выш® в построении кривых рис. 53, представлена на рис. 67 кривыми Г 4- 4'. Здесь же повторены кривые 1—4 по рис. 65.
Из сопоставлений кривых 1—4 и Г—4' следует, что расчет потерь напряжения в сети при постоянном cos ср = р дает заниженные величины падений по сравнению с действительными.
106
Рассмотрим другой случай зависимости cos<p электровоза от Ut- Этот случай характерен для электровозов с коллекторными двигателями, у которых при неизменной нагрузке постоянна величина реактивной мощности или величина X = Хо. Если же напряжение на токоприемнике уменьшается, то уменьшаются активная мощность и cos® электровоза.
а
Для Zct = О
, v и-гоЫПЧо
угол; <р = сро и а о =-j---,
D D _ ^OCOSCfo К = Ко —-----J
где Uа0 — активная составляющая напряжения при Zct = 0- При Zcr > 0 активная составляющая напряжения Ua < Uао Активная мощность электровоза изменяется пропорционально Ua.
Влияние потери напряжения в сети в этом случае определяется отношением , которое может быть найдено из уравнения
U ао
I* (Ест + Д)2 + (Хет + Х0)2 = Неоткуда
1____/Хсг + Хо\2__ (Rcr , Ua\2
COS2 <р0 \ До J \ До ' UaoJ
или после преобразования и подстановки значения анало-
Хст
гичной предыдущему случаю:
107
2
Уд иао
. 1в Хет Uа
> " cos^tgefer эф гх' Хт
sin <Pq , 1е . Хет । q 1 (1 ।
cos2 <р0 эф 1Х X т cos2 <р0 \
ао
1 • tg2 tf>CT
&эф X
1
X
этого случая (Г—4") в сопостав-
V Ua
Кривые ~-ао лении с аналогичными кривыми, характерными для выпрямительного электровоза (У—4), приведены на рис. 68. Как и следовало ожидать, принимая зависимость cos®, соответствующую постоянной реактивной мощности, мы резко преувеличиваем величины потери напряжения.
Этот анализ попутно показывает, что равенство номинальных коэффициентов мощности электровозов различных систем еще не свидетельствует о их идентичности по влиянию на сеть. В этом отношении электровозы с коллекторными двигателями уступают выпрямительным при равенстве номинальных коэффициентов мощности и к. п.д.
Как было отмечено выше, определение потерь напряжения в тяговой сети по формуле (135) позволяет использовать для расчетов устройств энергоснабжения переменного тока известные методы, которые применяются в расчетах железных дорог постоянного тока. Для этого достаточно в соответствующих формулах вместо омического сопротивления сети г ом/км подставлять эквивалентное сопротивление сети переменного тока, равное
Z' = X2 тгх 4- гСт,
имея в виду, что при определении активных потерь в сети должна приниматься величина активной составляющей сопротивления, равная к^фГст-
Суммарная нагрузка фидера тяговой подстанции находится простым суммированием нагрузок всех электровозов, питаемых по этому фидеру
ф п ~ S Ьэф Iв>
или для электровозов с гиперболической характеристикой сглаживающих реакторов
'п=Ъ>Ф2'в,
где ЬЭф применительно к условиям сглаживания выпрямленного тока на электровозе Н60 может быть принято равным 0,97.
108
Коэффициент мощности системы, т. е. коэффициент мощности на первичных шинах тяговых подстанций может быть найден из отношения суммы активных мощностей электровозов и мощностей потерь в контактной сети и в трансформаторах подстанций к кажущейся мощности
= + , 137
где At/Ocr — величина среднего активного падения напряжения в сети;
ЫГап — среднее активное падение напряжения в трансформаторах тяговой подстанции.
§ 2. СПОСОБЫ УЛУЧШЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА МОЩНОСТИ
Как было выяснено выше, электровозы со статическими преобразователями имеют относительно низкий коэффициент мощности, который дополнительно снижается индуктивным сопротивлением сети. В связи с этим представляет существенный интерес изучение способов повышения коэффициента мощности этих электровозов и системы в целом.
Коэффициент мощности электровоза может быть повышен в Д'
известных пределах увеличением отношения Однако индук-Л
тивное сопротивление трансформатора, которое определяется относительным расположением его обмоток и изоляционными расстояниями между ними, не может быть существенно уменьшено, а увеличение Хв связано с увеличением габаритных размеров и веса сглаживающего реактора.
Существенно повысить коэффициент мощности электровоза возможно при помощи синхронных компенсаторов или емкостей (конденсаторов).. Коэффициент мощности системы может быть повышен установкой синхронных или емкостных компенсаторов на тяговых подстанциях, а также применением продольной емкостной компенсации.
Возможны и другие способы, в частности применение провода, шунтирующего рельсовую цепь по схеме рис. 69. Можно полагать, что такой шунтирующий провод при размещении его вблизи контактного провода может дать некоторый эффект при питании электровозов выпрямительного типа. Дело в том, что повышенное падение напряжения, вызываемое индуктивностью сети, при выпрямитель-- di
ных электровозах является следствием больших величин во время di
процесса перекрытия по сравнению со значениями — эквивалентного синусоидального тока. Другими словами, сеть оказывает по-109
вишенное сопротивление высшим гармоникам тока выпрямительного электровоза.
Шунтирующий провод с контактным проводом в приведенной схеме образует параллельную цепь с меньшей индуктивностью, чем индуктивность рельсовой цепи с контактным проводом. Поэтому часть суммарного тока высших гармоник будет протекать по шунтирующему проводу, встречая меньшее сопротивление.
Контактный провод
Шщтцрцющий провод
Рис. 69
В результате должен получиться эффект уменьшения индуктивного сопротивления сети.
Эта схема может частично компенсировать повышенное jconpo-тивление сети гармоникам тока, но не улучшает формы тока.
Рассмотрим условия компенсации реактивной мощности системы при параллельном включении емкостных компенсаторов по рис. 70: на тяговой подстанции с первичной стороны 1 или вторичной 2, вдоль контактной сети 3, на электровозе с первичной стороны 4 или вторичной 5.
При включении емкости на первичной стороне тяговой подстанции, если ее питание осуществляется от мощной линии передачи и напряжение не искажается под влиянием несинусоидальногс тока тяговой нагрузки, в цепи емкости протекает синусоидальный опережающий ток, который улучшает коэффициент мощности системы. Однако высшие гармоники тока при этом не компенсируются и полностью проникают в первичную систему энергоснабжения. Емкостный компенсатор в данном случае не улучшает условий работы тяговой сети и трансформаторов тяговой подстанции.
ПО
В остальных вариантах включения емкостных компенсаторов режим работы самой емкости и системы существенно отличается.
Опережающий по фазе ток емкости компенсирует реактивную составляющую первой гармоники тока, что обеспечивает соответствующее повышение коэффициента мощности нагрузки сети и трансформаторов подстанций. Одновременно повышается напряжение в сети. Однако емкость с индуктивностью сети и трансформаторов подстанций и электровозов образует колебательный контур, обладающий определенной частотой собственных колебаний. Каждый полупериод в моменты окончания перекрытия на электровозе скачкообразное увеличение напряжения (рис. 60) возбуждает в этом кон
туре колебания, причем ток собственных колебаний накладывается на основной несинусоидальный ток, усиливая его искажение.
Процесс возникновения собственных колебаний поясняется эквивалентной схемой, приведенной на рис. 71, а. Здесь Xi и Х2 — индуктивные сопротивления трансформатора подстанции, контактной сети и трансформатора электровоза. В зависимости от места включения емкости Хс сопротивление Хх включает или только реактанс подстанции, или еще и часть сопротивления сети. Последняя равна полному сопротивлению участка сети от подстанции до ьэлек-тровоза, если емкость присоединена к токоприемнику. При включении емкости на вторичную обмотку электровозного трансформатора его индуктивное сопротивление также входит в Xi, а Х2 равно
нулю.
Во время коммутации в цепи выпрямленного тока с индуктивным сопротивлением Хв протекает ток ie, а в цепи переменного тока i. Коммутация заканчивается при i = ie.
Емкость оказывает влияние на процесс коммутации. Если напряжение на емкости синусоидально и равно UAB-=UC (рис. 71 ,б), то jUc во время перекрытия вынужденный ток в цепи Х2 равен = у- , л2
в цепи емкости 1С = — , а в цепи тяговой подстанции
Ц + ic = iUc
хс—х2 ХСХ2
Таким образом, общее сопротивление цепи равно
111
и ток цепи подстанции при напряжении на ее шинах U равен
(138)
Напряжение на зажимах емкости
(139)
ток в емкости
(ИО)
и ток в цепи трансформатора электровоза
(141)
Скорость нарастания тока в цепи трансформатора электровоза во время перекрытия для этого случая равна
di _ UM siniD t d<i>t у I у *1 *2
Л1 Т А 2------------
(142)
и с увеличением емкости (уменьшением Хс) возрастает, что обеспечивает соответствующее уменьшение угла перекрытия у и повышение коэффициента мощности системы. Влияние емкости на коэффициент мощности может быть определено по отношению сопротивлений цепи переменного тока при емкостном компенсаторе и при отсутствии его. Это отношение равно
v V V
______________ 1 Л1Л2 *i+*2 - (Хг + Х2)Х/
XjX2 <
где ——Г;------общее сопротивление параллельных, относительно
Аг + Л2
емкости, цепей Xi и Х2, которое для простоты обозначим Xj || Х2.
ГТ 1 *111*2 *8
По величине 1------- - определяются новые значения
и 1Х, а по ним может быть найдено новое значение ц. 112
Необходимо отметить, что влияние емкости на коэффициент мощности системы, даже без учета собственных колебаний системы, проявляется сложнее, так как во время одиночного горения вентилей сопротивление цепи увеличивается не до Xi+X2— — + Хе, как это имеет место в нормальной схеме —без
емкости, а до
Хх + Х2 + Хй — = хх + Х2 — Х-.Х- 4
Ас Аг
у ХхХ,, хг ’
XjX6 т. е. до величины, меньшей на —.
Хс
Строго говоря, здесь изменяются все найденные выше зависимости. Однако ограничимся приближенным исследованием этого вопроса, что допустимо при больших значениях Хс по отношению к Xi. Следует только заметить, что погрешность, обусловленная принятым выше допущением, преувеличивает эффективность параллельного емкостного компенсатора, так как меньшей величине индуктивного сопротивления цепи во время одиночного горения соответствует большая пульсация выпрямленного тока.
Рассмотрим процесс возникновения собственных колебаний в системе. Коммутация заканчивается при i = ie. В этот момент di
изменяется величина —г—., так как в цепь переменного тока ввс-du>t
дится сопротивление сглаживающего реактора Хв, что в свою очередь вызывает мгновенное изменение распределения падений напряжения в цепи.
Согласно (139) напряжение на емкости к моменту окончания коммутации
ис = Sina - . (144)
v Ai Ай
Л ] -1Л 2--
или приближенно, для малых величин емкости и больших Хс,
и'с %! ч- х2 Um sin 145)
После окончания коммутации напряжение на емкости должно было бы повыситься до
<14Ь)
из
Однако толчка напряжения на емкости не происходит за счет возникновения колебательного тока в цепи емкости in (рис. 71, а)
= ln sin (nut + ф), где 1п — амплитуда тока собственных колебаний;
to — частота питающей сети;
п — кратность частоты собственных колебаний.
Так как при ut = а ток i„ = 0, то ля + ф = 0, или ф — — па. Следовательно,
in = In sin п (wt— а).
Ток собственных колебаний разветвляется между двумя цепями с индуктивными сопротивлениями Xj и Х2 + Хв.
В сторону подстанции составляющая колебательного тока равна
'„1 =
, Х2 + Х„
Xi+X2~|-Xe
/„ sin п (u'f — л),
а в сторону электровоза
'п2 = Xi + + X /n SiП " ~ Я)
Большая часть колебательного тока практически всегда протекает в сторону подстанции, поскольку Хв^> Хг + Х2.
Из условия неизменности’ напряжения на емкости в момент mt — а
ис-ис-Хх -^“ = 0, откуда
Следовательно, колебательный ток в сторону подстанции равен
i„i = /п1 sin «(<»/ —а), где
= -^~=- . (148)
" пХ!
В этом выражении кратность частоты собственных колебаний равна
n = I xZ = I х1||(х3+“ХГ’ (И9)
где
114
Амплитуда тока собственных колебаний может быть выражена di
в зависимости от изменения величины -5—г после окончания ком-dw
мутации. При малой
емкости
ис = U., sin — Хл
-И х
I du>t / а
tic = U„ Sin о>/ — Х1
di„ dmt
и
а
ред окончанием Тогда
di-в \ d<s>t I а.
— производные тока соответственно пе-
коммутации и после ее окончания (ш/ = а).
I / di die
п I dwt dwt
(150)
Так как
(di \ U„ . 1 dig \ 1 /r, .
—j—r = —sina, a I-5—r = & и sin а — U.).
du>f ) X \ du>t X + '
TO
~ jy 1 jy (Л: a хв) >
или
~Ц==~п' X + sina —2,38^°) • (151>
При полном сглаживании выпрямленного тока (Хв = -о)
/„ _ _1 2 sin у
Ie п 1 — cos у
Из полученных выражений для тока собственных колебаний in и его амплитуды можно сделать следующие выводы. При наличии в системе емкости, включенной параллельно, каждое окончание коммутации сопровождается возникновением в системе колебаний тока с частотой, определяемой параметрами контура, состоящего из емкости и двух параллельных индуктивных цепей одной в сторону подстанции и другой — в сторону электровоза. Амплитуда тока собственных колебаний пропорциональна приращению Harf/
пряжения на емкости или изменению величины в момент rfiur
окончания коммутации. Амплитуда тока тем больше, чем дальше включена емкость от тяговой подстанции. Наибольшая амплитуда колебаний имеет место при включении емкости на зажимы вторичной обмотки трансформатора электровоза.
8Д
115
Амплитуда тока собственных колебаний возрастает с увеличением емкости и согласно (150), (151) с понижением частоты собственных колебаний. Указанная зависимость амплитуды тока от Хс и п справедлива при относительно небольших величинах емкости, когда емкостный ток мал по сравнению с основным током. При большой емкости емкостный ток уменьшает скачок напряжения ас—• ас, и прирост Колебательный ток емкости
амплитуды 1п ослабляется, разветвляется в сторону подстанции и в сторону электровоза обратно пропорционально сопротивлениям цепей Xj и Х2 + Хв. Поскольку всегда Хв1> %! + Xs, то большая часть колебатель него тока замыкается через подстанцию.
На рис. 72, а приведены кри вые тока электровоза и подстанции. Последняя является результатом наложения на основной ток тока собственных коле баний. Вызванные окончанием коммутации колебания в период одиночного горения затухают, но могут продолжаться и во время следующего перекрытия с несколько изменившейся частотой. Поскольку частота собственных колебаний в общем случае не кратна частоте сети, то окончание коммутации может
приходиться на различные по фазе моменты собственных колебаний, чтоб суммарной кривой тока должно вызывать биения.
Таким образом, параллельное включение емкости в принципе может ускорить процесс коммутации на выпрямительных электровозах и повысить коэффициент мощности системы. Однако это возможно только при больших величинах емкости, когда емкостные токи соизмеримы с основными токами нагрузки системы и собственная частота колебаний достаточно низка.
Рассмотрим частные случаи включения параллельного емкостного компенсатора.
Если' емкость включена на вторичнук^ обмотку трансформатора подстанции, то при отсутствии электровозов кратность частоты контура трансформатора и емкости будет равна
"=/41 <152>
где Хь в данном случае равно индуктивному сопротивлению: гоансформатора подстанции Хп.
116
Выясним, каков порядок этой частоты, если емкость выбрана из условия полной компенсации реактивной мощности на шинах подстанции.
Индуктивное сопротивление трансформатора у - U*U
где их— индуктивная составляющая напряжения короткого замыкания трансформатора;
I — ток номинальной его нагрузки.
Для полной компенсации реактивной мощности основной гармоники на вторичной стороне трансформатора ток емкости должен быть равен
Ic = Zsin<p, откуда
с sin<f,T
После подстановки значений Хп и Хс в выражение (152) получим
П Р их sin<p '
Возможные значения их находятся в пределах 0,10 4-0,14 и sirup = 0,6 4- 0,7, что соответствует cos<? = 0,7 4- 0,8. Тогда
п = 3,0 4- 4,0,
т. е. собственная частота контура в три и более раз превосходит частоту сети.
При таких условиях применение параллельного емкостного компенсатора, по-видимому, возможно и эффективно, так как при большой мощности компенсатора и соответственно малой величине Хс толчки напряжения в моменты окончания коммутации ограничены.
Кроме того, ток собственных колебаний in , по частоте близкий к третьей гармонике и по фазе расположенный так, что после окончания коммутации следует его положительный полупериод (рис. 72, б), улучшает форму кривой тока трансформатора подстанции.
Необходимо также проверить, какова величина напряжения подстанции при холостом ходе. При нагрузке трансформатора только на емкостный компенсатор его напряжение повышается
до Uo, причем ток . В этом случае
хс
Uo = U Хп 1С — и + и0,
‘'с
117
откуда
или
Uо*
и ~
1-х
Ц> 1
U 1 — Z7vSin ср
(153)
При указанных выше значениях их и sin<p напряжение холостого хода повышается на 74-10%.
С уменьшением емкости эффективность компенсации быстро падает, так как одновременно с уменьшением опережающего тока возрастает частота собственных колебаний и емкость перестает улучшать форму кривой основного тока, лишь увеличивая его эффективное значение и понижая коэффициент мощности.
Индуктивность контактной сети и электровозов создает цепь, параллельную индуктивности трансформатора тяговой подстанции, и образует колебательный контур с двумя параллельными индуктивностями, общее индуктивное сопротивление которых при расположении емкостного компенсатора на тяговой подстанции равно
ХП(ХСГ + Хт) Хп + Хет -h Хт
(154)
Следовательно, с увеличением нагрузки тяговой подстанции электровозами индуктивность колебательного контура Хе уменьшается, а собственная частота возрастает. Повышение частоты собственных колебаний будет различно в зависимости от количества электровозов, работающих от данной подстанции, и их расположения относительно подстанции. Для средних условий, при номинальной нагрузке подстанций падение напряжения в сети составляет около 10%, а Хет ~ Хп . Тот же порядок должно иметь общее индуктивное сопротивление трансформаторов электровозов. Тогда Хь уменьшается в 1,5 раза, а собственная частота системы возрастет всего в 1,2 раза.
Эти соотношения справедливы для периода перекрытия. Во время одиночного горения вентилей индуктивное сопротивление цепей электровозов Хт + Хв возрастает в 6—--12 раз, а собственная частота колебаний в этом режиме будет меньше отличаться от частоты колебаний контура тяговой подстанции. Отсюда следует, что и повышенное количество электровозов, соответствующее перегрузке тяговой подстанции, не может заметно изменить частоту собственных колебаний системы.
Порядок частоты собственных колебаний существенно не изменяется и при перенесении емкостей на первичную сторону электровозов. Для времени перекрытия одна из цепей контура в этом случае имеет индуктивное сопротивление Хп + Хет, т. е. ее сопротивление удваивается, а вторая цепь — Хт , т. е. имеет вдвое меньшее сопротивление. Следовательно, порядок частоты не из-118
меняется. Во время одиночного горения, хотя индуктивное сопротивление цепей электровозов и увеличивается в 6-4-12 раз, но общее Xl контура увеличивается менее чем в два раза. При этом собственная частота возрастает приблизительно в 1,4 раза.
Наконец, при перенесении емкости на вторичную сторону трансформаторов электровозов во время перекрытия емкость совместно с вторичной обмоткой трансформатора замыкается накоротко коммутирующими вентилями, и колебательный контур отсутствует. Однако он образуется после окончания перекрытия, причем в одной из параллельных цепей индуктивное сопротивление равно Х„ + Хет + Хт, а в другой Хв. Поскольку Хв = = (6ч-12)Хт, то увеличение общего индуктивного сопротивления составляет 2 4-2,4, а повышение частоты 1,4-5-1,5 по сравнению с частотой контура подстанции. При малом количестве электровозов повышение может быть больше. Колебания в этом случае будут весьма интенсивными, поскольку толчок напряжения на вторичной обмотке трансформатора особенно велик.
Таким образом, включению емкости на контактную сеть, первичные обмотки трансформаторов электровозов или вторичные цепи электровозов при равной емкости соответствуют несколько более высокие частоты собственных колебаний системы, чем включению емкости на тяговых подстанциях. Одновременно увеличение емкости для понижения частоты собственных колебаний ограничено большими повышениями напряжения при холостом ходе ввиду большей величины индуктивного сопротивления цепи до первичных шин тяговых подстанций.
Поэтому параллельное включение емкостных компенсаторов целесообразно только на тяговых подстанциях при условии установки компенсаторов большой емкости, а также при условии «жесткого» напряжения на первичных шинах подстанций, т. е. малого сопротивления линий передач и большой мощности электростанций, питающих тяговые подстанции. Однако и в этом случае могут возникнуть затруднения, связанные с чрезмерным повышением напряжения на вторичной стороне подстанций при холостом ходе или малых нагрузках.
Явление собственных колебаний в системе возникает и без включения емкостных компенсаторов за счет распределенной емкости между контактным проводом и землей.
Частота собственных колебаний в этом случае определяется длиной контактной сети, питаемой от одной тяговой подстанции, и индуктивным сопротивлением Хп трансформаторов подстанции. При очень больших длинах сети и малой мощности подстанций, т. е. для мало нагруженных участков железных дорог, собственная частота системы может быть относительно низкой и составлять 450— 500 гц (п=9-т-10). Для грузонапряженных линий с относительно малым расстоянием между подстанциями и малым индуктивным сопротивлением трансформаторов подстанций можно ожидать повышения частоты до 750 1 000 гц и выше (п = 15-5-20).
119
Эти колебания несколько повышают эффективное значение тока нагрузки тяговых подстанций, понижая коэффициент мощности системы. Они играют существенную роль во влиянии тяговой сети на линии связи.
Иные условия работы системы получаются при продольной компенсации.
Рассмотрим упрощенную схему продольной компенсации, представленную на рис. 73. Здесь емкость с реактивным сопротивлением Хс1 служит для компенсации индуктивного сопротивления трансформатора подстанции Хп, емкость Хс2 компенсирует индуктивное сопротивление сети Хет и Хсз — индуктивное сопротивление трансформатора электровоза Хт-Для полной компенсации реактивные сопротивления должны быть равны. При этом собственная частота контура согласно выражению (152) равна основной частоте ш, а следовательно, колебаний по-
вышенной частоты в системе возникнуть не может. При частич ной компенсации XC<^XL имеем т. е. частичнаякомпен-
сация также возможна.
Для высших гармоник тока электровозов рассматриваемый контур представляет меньшее сопротивление, чем при отсутствии емкостей, т. е. реактивная мощность высших гармоник таким способом не компенсируется. Наоборот, наличие емкостей будет вызывать ускоренный процесс коммутации и приближать форму кривой тока к прямоугольной (см. рис. 4), соответствующей cos <р = 1, но содержащей больше высших гармоник.
Тем не менее такой способ компенсации, если не полной, то во всяком случае частичной, например, компенсации индуктивного сопротивления сети вполне может найти практическое применение.
Особенностью продольной компенсации является зависимость реактивной мощности компенсаторов от тока нагрузки, в связи с чем установленная мощность емкостных компенсаторов не может быть хорошо использована.
В отличие от емкостных компенсаторов синхронные машинные компенсаторы не создают колебательных контуров и могут применяться при параллельном включении на тяговых подстанциях и на электровозах. Условия работы и эффективность применения синхронных компенсаторов на тяговых подстанциях близки к обычным. Больший интерес представляет применение синхронных компенсаторов на электровозах. В этом случае их целесообразнее включать на стороне низкого напряжения, на вторичную обмотку трансформатора, питающую выпрямитель электровоза.
Синхронный компенсатор на электровозе может не только компенсировать сдвиг по фазе основной гармоники тока, но в принципе способен компенсировать и высшие гармоники. Если не учитывать 120
индуктивного сопротивления синхронной машины, обусловленного потоками рассеяния, то для высших гармоник эта машина представляет незначительное сопротивление, поэтому высшие гармоники тока, создаваемые выпрямительной установкой, замыкаются через цепь синхронного компенсатора, а трансформатор и/сеть нагружаются синусоидальным током.
Оценим реактивную нагрузку компенсатора при полной компенсации высших гармоник тока, изображенного на рис. 74, где суммарный ток высших га
Для тока
амплитуда с
/2/1=
7Z
тока высших i
рмоник выделен штриховкой, зрямоугольной формы / = /„ сновной гармоники равна откуда эффективное значение
Рис. 74
/г = 4
= 0,436 1е.
Таким образом, для полной компенсации необходим компенсатор большой мощности — более 40% мощности электровоза. Однако полная компенсация высших гармоник не может быть достигнута из-за индуктивного сопротивления компенсатора, к тому же практически это едва ли необходимо.
Целесообразнее на электровозах применять компенсаторы мень-шей, мощности 10-т- 15% номинальной мощности электровоза, имея в виду, что электровозы работают с переменным режимом нагрузки. При движении их с малой нагрузкой и холостом ходе, стоянках на станциях и т. п. они будут работать с опережающим током, участвуя в общей компенсации реактивной мощности си-стемы.Таким образом,можно получить значительное улучшение коэффициента мощности системы при высоком использовании установленной мощности компенсаторов. На электровозах синхронные компенсаторы одновременно могут быть использованы в качестве расщепителей фаз для питания вспомогательных машин и приводных двигателей некоторых вспомогательных устройств.
Известны предложения о применении смешанной системы тяги электровозами выпрямительного типа и электровозами с вращающимися преобразователями, которые одновременно должны служить компенсаторами реактивной мощности. Помимо недостатков эксплуатации разнотипных электровозов, необходимо отметить, что на электровозах синхронные машины большой мощности не могут хорошо использоваться, так как при работе в удалении от тяговых подстанций с полной реактивной мощностью будут вызывать резкое повышение напряжения в сети.
По-видимому, основными средствами повышения коэффициента мощности системы при электровозах со статическими преобразователями должны служить продольная емкостная компенсация, которая одновременно повышает токи короткого замыкания сети
121
и позволяет увеличить расстояние между тяговыми подстанциями по условиям защиты от токов короткого замыкания, а также синхронные компенсаторы относительно небольшой мощности на электровозах.
§ 3. ВЛИЯНИЕ ТОКА ТЯГОВОЙ СЕТИ НА ЦЕПИ СВЯЗИ
Как отмечалось выше, мешающее влияние на линии связи не является препятствием к применению выпрямительных электровозов . Все же изучение явлений в схеме электровоза и сети, вызывающий мешающее влияние, имеет значение. Так, например, для уменьшения мешающего влияния на выпрямительных электровозах не применяется регулирование напряжения углом зажигания вентилей, хотя, по-видимому, этот способ регулирования в известных пределах может быть применен без ущерба для линий связи.
Регулирование угла зажигания совершенно необходимо для осуществления рекуперативного торможения. Поэтому иногда считают, что повышенное влияние на линии связи исключает возможность введения рекуперации на этих электровозах.
Мешающее влияние вызывается э. д. с., которые наводятся в цепях связи главным образом магнитным полем, создаваемым током тяговой сети. Под действием этих э.д.с. в линии связи возникают токи, вызывающие шум в телефонных аппаратах. Мешающее влияние пропорционально длине, на которой происходит воздействие сети на линию связи (плечу влияния), силе тока в контактной сети и зависит от формы кривой тока.
Э. д. с., наведенная в проводах связи, пропорциональна ско-d<P di
рости изменения магнитного поля —п- или тока сети , dt dw
т. е. мгновенное значение мешающей э. д. с. равно
Cjdi = —----
dwt ’
где Сг — коэффициент пропорциональности.
Спектр гармоник мешающей э. д. с. в этом случае находить разложением на составляющие кривой первой
» /
водной , которая выше (см. стр. 61) использовалась для нахождения cos<p первой гармоники.
Возможно также предварительное разложение на гармонические составляющие кривой i = f (u>t) с последующим приведением их к составляющим производной функции. Если амплитуда Гармоники тока равна 1К, т. е.
iK — iK sin(K<ut + <рк),
(155)
удобно произ-
то
— к! к cos (Kwt + <рк),
122
и составляющая э. д. с.
ек — Су к!к cos (orf + <рк). (156)
Из этого выражения видно, что при одинаковом токе гармоник амплитуды высших гармоник мешающей э.д.с. увеличиваются пропорционально частоте, т. е. с увеличением порядка гармоники интенсивность ее влияния увеличивается. Однако это справедливо в том случае, если не имеется среды, различно экранирующей магнитные поля гармоник различных частот, и если токи различных частот одинаково распределяются в обратной цепи (рельсовая цепь и земля).
Для кабельных линий связи экранирование магнитных полей гармоник возрастает с увеличением их порядка, причем коэффициент экранирования изменяется различно в зависимости от конструкции оболочек кабелей. Все же характер экранирования кабелей таков, что увеличение наводимой мешающей э. д. с. при увеличении порядка гармоники, согласно выражению (156), компенсируется ростом экранирующего действия оболочки кабеля. В результате величины э. д. с., наводимых гармониками тока, с увеличением частоты гармоник, практически не возрастают и их амплитуды изменяются пропорционально только амплитудам гармоник тока Сг!к .
В этом случае спектр гармоник мешающей э. д. с. подобен спектру гармоник тока в сети. Для его нахождения все же проще производить разложение на гармонические составляющие производной функции тока сети с последующим делением каждой из амплитуд тока на свою величину к.
Действительная зависимость влияния гармоник тока контактной сети на линии связи более сложна, однако для поставленной задачи основные закономерности, рассмотренные выше, достаточны.
Таким образом, характерны два случая, когда наводимые гармониками э. д. с. пропорциональны к!к и когда наводимые э. д. с. пропорциональны 1К. В первом случае кривая наведенной в цепи связи э. д. с. подобна кривой -уу (см. рис. 56, б) и во втором случае подобна кривой самого тока (см. рис. 56, а). Первый случай характерен для влияния контактной сети на воздушные линии связи, второй — на кабельные линии.
Следует отметить, что часто производят анализ гармонических составляющих тока контактной сети и затем определяют мешающее влияние на провода связи без учета характера взаимодействия сети с цепями связи, предполагая, что форма тока в последних подобна форме тока влияющей сети.
Как было показано выше, такой способ применим только для кабельных линий связи благодаря повышенному экранированию магнитных полей высоких частот оболочкой кабеля.
Под действием наведенных э.д.с. в цепи связи возникают токи различных частот, которые различно воспроизводятся телефонной трубкой и воспринимаются ухом человека. Для оценки результирующего акустического мешающего влияния наведенных э. д. с.
123
или токов сложной формы гармоники приводятся к одной условной частоте 800 гц.
На рис. 75 представлена одна из принятых для расчетов зависимостей коэффициента приведения Pf от частоты. Из этой кривой видно, что ток первой гармоники (50 гц) оказывает очень слабое мешающее действие по сравнению с гармониками более высоких частот. Поэтому сравнительно небольшое искажение формы тока в контактной сети может вызывать значительное повышение мешающего влияния.
Мешающее действие э. д. с. или токов сложной формы, наведенных в цепи связи и состоящих из ряда гармоник с амплитудами iK, характеризуется так называемым формфактором
(157)
6 который обычно дается в процентах. Для чисто синусоидального тока 50 гц (iK = i\) формфактор равен р50, или 0,07%, а для тока с частотой 800 гц (iK = i16) равен 100%.
Понятие формфактора может быть, как это обычно делается, применено непосредственно к несинусоидальному току контактной сети, однако при этом должны быть учтены условия индуктивного влияния токов различных частот на цепи связи.
В соответствии с изложенным выше в случае влияния на кабельные линии выражение формфактора для тока контактной сети будет иметь вид, подобный выражению (157) или
F. = ? (158)
а для влияния на воздушные линии
Ft = . (159)
'1
При выпрямительных электровозах величина формфактора зависит от параметров, определяющих форму кривой первичного к h
тока, т. е. для работы одиночного электровоза, от величин -~
У G
и -уг. Этот случай наиболее подробно исследован В. А. Голо-а /
вановым [4], которым определены зависимости -7=/ (у) и
приведенные для ряда зна-
найдены зависимости Fi X
чений ~ на рис. 76. А
Как и можно было ожидать, формфактор имеет наибольшую [Хв \ величину при полном сглаживании выпрямленного тока = со I
I \ А /
и -j- — 0, что соответствует мгновенной коммутации и прямо-1 х
124
угольной форме тока (у = 0). С увеличением отношения -у-, т. е. * X
увеличением утла перекрытия, формфактор уменьшается. Форм-
На рис. 76 пунктирной кривой представлена зависимость Ft =Д-г1 ПРИ постоянной нагрузке и относительной пуль-сации &„о = 0,6. Из этой кривой, характеризующей влияние на формфактор величины X, следует, что наибольшую величину формфактор имеет при работе электровоза вблизи тяговой подстанции, когда плечо влияния минимально. С удалением электровоза от подстанции плечо влияния возрастает, но повышение мешающего влияния при этом смягчается снижением формфактора.
Поскольку уменьшение величины Хе /X, т. е. степени сглаживания выпрямленного тока, оказывает значительное влияние на величину формфактора только при малых значениях 1в /1Х , т. е. при работе электровоза вблизи подстанции и небольшом плече влияния улучшение формы кривой первичного тока за счет ослабления
125
сглаживания выпрямленного тока (уменьшения Хв) или увеличения угла перекрытия (увеличения индуктивного сопротивления X трансформатора электровоза) нецелесообразно. При этом ухудшаются энергетические показатели электровоза, а влияние на линии связи снижается незначительно.
Кривые рис. 76 соответствуют выражению формфактора по формуле (158), т. е. относятся к случаю влияния на кабельные линии
связи. В воздушных линиях высшие гармоники тока сети индуктируют мешающие э.д.с., по величине возрастающие с частотой, благодаря чему формфактор более резко падает с увеличением отношения /в /1Х . В этом случае сильнее сказывается ослабление высших гармоник первичного тока при меньшем сглаживании выпрямленного тока.
Для суждения о возможности искусственного подавления высших гармоник тока электровозов существенное значение имеет спектральный состав гармоник, который может быть показан в виде кривых -Л = /(к) или Подобные кривые при-
ведены на рис. 77 для случая полного сглаживания выпрямленного тока при постоянных значениях угла перекрытия 0, 30 и 45°. Эти кривые позволяют оценить величину гармоник различ-126
пых частот в несинусоидальной кривой тока, но еще не характеризуют мешающего их влияния.
Об относительном мешающем влиянии гармоник можно судить по кривым приведенных значений 1ООру ~ = f (к), которые также для случая полного сглаживания выпрямленного тока и значений угла перекрытия 0, 30, 45 и 60° приведены на рис. 78.
Из этих кривых следует, что для понижения мешающего влияния выпрямительных электровозов в первую очередь необходимо подавлять гармоники низких частот. Так как мощность последних велика, то для эффективного ослабления мешающего влияния необходимы устройства относи тельно большой мощности.
Этот вывод, однако, справедлив лишь для влияния на кабельные
линии связи. Для воздушных линий относительное мешающее влияние характеризуется кривыми приведенных значений \00pfKlK х __ с
---т----которые представлены на рис. 79. В данном *в
случае высшие гармоники тока, небольшие по величинам амплитуд, имеют относительно больший удельный вес в общем мешающем влиянии, а поэтому их подавление может иметь практическое значение.
'Так, в (США на выпрямительных электровозах] испытывались устройства для подавления высших гармоник тока в виде реакторов в цепи вторичной обмотки трансформатора, повышающих индуктивное сопротивление цепи переменного тока и увеличивающих угол перекрытия; емкостных фильтров с омическими сопротивлениями для устранения резонансных колебаний (фильтры R-C), а также дополнительных контуров, сдвигающих по фазе токи двух половин сдвоенных электровозов. Однако необходимо иметь в виду, что в США выпрямительные электровозы используются только на электрифицированных железных дорогах переменного тока пониженной частоты 25 гц, что существенно облегчает подавление гармоник звуковых частот. Кроме того, на этих железных дорогах имеются воздушные линии связи, которые вызывают необходимость в снижении мешающего влияния электровозов.
В подобных условиях было целесообразно, пожертвовав повы-
127
шенным коэффициентом мощности, увеличить посредством реакторов угол перекрытия и получить форму тока, подобную кривой при 50 гц. Тогда спектры гармоник для электровозов 25 и 50 гц становятся подобными, но мощные гармоники низкого порядка при 25at{ имеют в два раза меньшую частоту, а следовательно, влия-
Рис. 79
ние их много слабее. Другими словами, спектр гармоник при частоте 25 гц смещается в область более низких частот, благодаря чему область частот наибольшего звукового воздействия соответствует более высоким и менее мощным гармоникам тока, подавление которых требует менее мощных подавляющих устройств.
Выше не принималось во внимание мешающее влияние токов собственных колебаний системы, возникающих под воздействием коммутации тока в выпрямителях электровозов.
Как было выяснено (см. стр. 114), частота этих колебаний в п раз превосходит частоту напряжения- сети, причем в общем случае эта частота не кратна частоте сети (50 гц). Амплитуда тока собственных колебаний обратно пропорциональна п и пропорциональна скорости нарастания тока в момент окончания перекрытия согласно выражению (150).
Ток свободных колебаний может быть разложен на гармонические составляющие, причем если in —f(nwt + л), то
и в этом случае будут содержаться только нечетные гармоники.
Можно показать, что подобная периодическая кривая содержит гармоники, близкие по частоте к собственным колебаниям. Так, например, для незатухающего тока собственных колебаний по форме кривой рис. 80
Z„ = /„Sin<
составляющие гармоник равны
2 Г
1К = — I /„ sin mu/ sin кш/ du>t
о
128
и
2 Г
1К = — 1 In sin nu>t cos Kwt d&t, b
откуда после интегрирования и преобразований можно получить выражение для амплитуды к-й гармоники
Q Т ______________
IK = —^-^K№sin4n + rts(l — cosCtt)2, (160) it п2 — №
где t> = n— кп и кп — порядок ближайшей к п меньшей нечетной
гармоники, т. е.Сш представляет разность угловой частоты свободных колебаний пш и частоты меньшей нечетной гармоники кл<и. Величина £ может изменяться от 0 до 2.
В. качестве примера на рис. 81 приведен спектр гармоник для частоты собственных колебаний 12«>, т. е. п — 12. Здесь наибольшую величину имеют гармоники 11-я и 12-я, смежные по частоте с собствен
Рис. 81
ными колебаниями, а по мере удаления в обе стороны амплитуды гармоник быстро затухают. Очевидно, что распределение амплитуд зависит от £. При уменьшении т. е. при приближении п к кп, увеличивается амплитуда гармоники к„; при увеличении Z увеличивается амплитуда гармоники кп + 2, остальные гармоники при этом уменьшаются. В частном случае возможно совпадение частот п = кп. Тогда, очевидно, 1К = 1п< а остальные гармоники равны нулю.
Спектр Гармоник тока собственных колебаний накладывается на основной спектр, усиливая мешающее влияние сети на провода связи.
Действительный процесс искажения формы тока сети за счет свободных колебаний более сложен, так как имеет место затухание колебаний, изменение частоты колебаний во время перекрытия и зависимость от предыдущего цикла начальных условий для нового цикла колебаний в момент окончания коммутации.
Однако для выяснения возможного удельного веса гармоник тока собственных колебаний в общем спектре можно ограничиться приближенным рассмотрением процесса, при котором справедливо выражение (160), или рассмотрением частного случая п — кп.
9 Зак. 2234 129
На рис. 82 спектр гармоник основной кривой тока для случая Хв = оо, f = 45° (кривая I) сопоставлен со спектром гармоник тока свободных колебаний при п = 12 (кривая II). Соответственно III и IV представляют кривые значений 100 pfIK/Ie, характеризующих мешающее влияние гармоник основной кривой тока и тока свободных колебаний.
Из сопоставления этих кривых видно, что мешающее влияние тока свободных колебаний может в несколько раз превосходить влияние
основного несинусоидального тока.
Хотя приведенное сопоставление базируется на упрощениях, преувеличивающих гармоники колебательного тока, но существенная роль его в мешающем влиянии несомненна, тем более что в общее выражение формфактора (158) под корень входит сумма квадратов произведений pf Iк, что усиливает значение больших по величине гармоник. Для воздушных линий связи преобладание мешающего влияния колебательного тока дополнительно усиливается частотной зависимостью индуктивного влияния гармоник тока сети на цепи связи согласно выражению (159).
Таким образом, главным источником мешающего влия-
рис. 82 ния, по-видимому, является не
искажение формы первичного тока процессом коммутации и сглаживанием выпрямленного тока на электровозе,а колебательный тока, возникающий при резком восстановлении напряжения в момент окончания коммутации выпрямителей. Отсюда можно сделать выводы, имеющие важное значение. При работе нескольких электровозов на одном участке сети, образующем колебательный контур, ток собственных колебаний усиливаться не будет, так как коммутация на электровозах заканчивается неодновременно. При несинхронной коммутации можно ожидать некоторого ослабления колебательного тока.
В принципе возможно значительное ослабление мешающего влияния выпрямительных электровозов. При этом главным является не исправление форм основного тока, что сопряжено с применением компенсирующих устройств большой мощности, а подавление тока собственных колебаний системы.
130
ГЛАВА IV
РАБОТА ТЯГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ПРИ ПУЛЬСИРУЮЩЕМ НАПРЯЖЕНИИ
§ 1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Пульсация выпрямленного напряжения оказывает неблагоприятное влияние на работу тяговых электродвигателей. При протекании по обмоткам двигателя пульсирующего тока:
ухудшается коммутация;
увеличиваются потери в стали из-за пульсации магнитных потоков;,
увеличиваются потери в меди обмоток соответственно с увеличением эффективного значения пульсирующего тока по отношению к его среднему значению (см. стр. 41) и несколько увеличиваются дополнительные потери.
Испытания электродвигателей постоянного тока при питании их от однофазного ртутного выпрямителя показывают, что индуктивность самих двигателей недостаточна для сглаживания пульсации тока.
Основной причиной этих недостатков является массивный остов электродвигателей постоянного тока, который служит магнитопроводом для потока возбуждения. Переменной составляющей пульсирующего тока в остове наводятся вихревые токи, для которых нешихтованный остов представляет малое сопротивление. Вихревые токи препятствуют пульсации магнитного потока обмотки возбуждения, понижая ее индуктивность. А так как индуктивность якоря и дополнительных полюсов мала, то под влиянием вихревых токов общее индуктивное сопротивление двигателя резко уменьшается и пульсация тока соответственно возрастает.
Вихревые токи нагревают остов двигателя, что, в свою очередь, ухудшает отвод тепла от катушек полюсов, перегрев которых увеличивается.
Коммутация двигателя ухудшается трансформаторной э. д. с., которая наводится в коммутируемых витках якоря пульсацией потока возбуждения. Одновременно ухудшается компенсация реактивной э.д.с., так как из-за демпфирующего’’ действия вихревых токов в массивных сердечниках добавочных полюсов и остове магнитный поток дополнительных полюсов пульсирует значительно слабее тока в обмотке якоря. В результате этого явления магнит
ол 131
ный поток дополнительных полюсов не соответствует мгновенным значениям тока якоря, и имеет место ускоренная или замедленная коммутация, сопровождающаяся тем более сильным искрением, чем больше пульсация тока.
Из анализа причин, вызывающих ухудшение работы двигателя при питании пульсирующим током, следуют два способа улучшения его работы.
Во-первых, пульсация тока в цепи двигателя может быть уменьшена до необходимого уровня посредством дополнительной индуктивности — сглаживающего реактора или другого сглаживающего устройства.
Этот способ применяется в сочетании с дополнительными средствами улучшения работы двигателей, сущность которых состоит в том, что при данной пульсации тока якоря уменьшается пульсация потока возбуждения.
Во-вторых, возможно выполнение самого двигателя применительно к условиям работы при пульсирующем напряжении.
В настоящее время нашел практическое применение первый способ, который позволяет сохранить простейшую конструкцию обычного двигателя постоянного тока. Однако второй способ имеет некоторые преимущества и в дальнейшем также может найти применение.
§ 2. СГЛАЖИВАНИЕ] ПУЛЬСАЦИИ ТОКА И МАГНИТНОГО ПОТОКА ВОЗБУЖДЕНИЯ
выяснено выше,
Рис. 83
Для сглаживания пульсации тока в цепь двигателя включается индуктивное сопротивление — сглаживающий реактор. Как было сглаживание пульсации выпрямленного тока повышает коэффициент Мощности электровоза и понижает эффективное значение пульсирующего тока. С этой точки зрения целесообразно уменьшение пульсации до ±25s-30% (kM = 0,5-н0,6). Дальнейшее сглаживание сопряжено с чрезмерным увеличением размеров и веса реактора при сравнительно малом улучшении коэффициента мощности.
Практически ограничиваются указанной степенью сглаживания и, кроме того" осуществляют шунтирование обмотки возбуждения
двигателя юмическим сопротивлением (рис. 83). Действие шунта состоит в том, что благодаря относительно большому индуктивному сопротивлению обмотки возбуждения двигателя переменная составляющая тока почти полностью протекает через шунт, даже если сопротивление шунта в несколько раз превосходит оми-ческое сопротивление обмотки возбуждения. Обычно сопротивление шунта примерно в 10 раз больше омического сопротивле-: ния обмотки возбуждения. При этом постоянная составляющая тока возбуждения 132
(161)
где гве — омическое сопротивление обмотки возбуждения двигателя;
гш — сопротивление шунта,
составляет около 0,9 выпрямленного тока /вя. Наоборот, значительная часть переменной составляющей тока протекает через шунт и только небольшая часть протекает через обмотку возбуждения. При этом пульсация тока в ней резко уменьшается.
Если не учитывать влияния вихревых токов, то для переменной составляющей выпрямленного тока обмотка возбуждения
может быть принята как чисто индуктивное сопротивление. При чисто индуктивном сопротивлении обмотки возбуждения хов переменная составляющая тока в ней
где 1Пя— переменная составляющая тока в якоре двигателя.
Если гш = кш хвв, то
Хв —
(162)
Рис. 84
а переменная составляющая то-
ка в шунте
ля-
(163)
На рис. 84 приведены кривые изменения коэффициентов, определяющих переменные составляющие тока в обмотке возбуждения и шунте в зависимости от кш. Из этих кривых следует, что переменная составляющая тока в шунте с изменением кш в значительных пределах почти не изменяется и остается практически равной 1Пя- В этих же пределах изменения кш переменная составляющая тока в обмотке возбуждения пропорциональна кш, т. е.
I хе 1пяу
тогда как
ЦШ~1Пя
(164)
(165)
Необходимо отметить, что коэффициент кш = —— имеет разное
личные значения для гармоник различной частоты переменной
133
составляющей выпрямленного тока. Если под кш понимать значение этого коэффициента для основной гармоники 100 гц, то для следующих гармоник 200, 300 гц и т. д. кш соответственно в два, три и т. д. раза меньше. Следовательно, если основная гармоника почти полностью ответвляется в шунт, то остальные гармоники еще эффективнее отводятся от обмотки возбуждения и практически полностью протекают через шунт.
Поэтому распределение переменной составляющей между обмоткой возбуждения двигателя и шунтом можно определять, полагая ее синусоидальной и имеющей частоту f100 = 100 гц.
Для тягового двигателя ДПЭ-400 в области нагрузок часового </Фе , 1ПЛ гс „
режима « 1,08-II)4 — и индуктивность обмотки возбуждения dl ев О,
lBe — 2pwBe — IO-8 = 2*2*67*1,08- Ю4- 10-8 = 0,029 гн,
Рис. 85
где р — число пар полюсов и
Woe — число витков обмотки возбуждения одного полюса.
Тогда индуктивное сопротивление обмотки
Ход === 2 т/loo I^oe = 2*3,14 х X 100*0,029= 18,2 ом,
а омическое сопротивление обмотки возбуждения этого двигателя
гвв = 0,085 ом (при 75°С).
При десятикратном
сопротивлении шунта гш = 0,85 ом
_ Гш _ 0,85 хов 18,2
= 0,047,
и, следовательно,
/хе — 0,047 1пя,
т. е. переменная составляющая тока обмотки возбуждения не превышает 5% переменной составляющей тока якоря двигателя. При пульсации выпрямленного тока +30% пульсация тока возбуждения будет около ±1,5%.
В действительности, пульсация тока в обмотке возбуждения двигателя ДПЭ-400 в этих условиях достигает около 5%, что является следствием уменьшения индуктивного сопротивления обмотки под действием вихревых токов в остове.
Приближенно влияние вихревых токов можно представить как результат воздействия контура с активным сопротивлением гет, индуктивно связанного с обмоткой возбуждения двигателя 134
(рис. 85, а). При наличии такой цепи сопротивление обмотки возбуждения Zqb < Хов-
Тот же результат будет иметь место, если обмотку возбуждения с сопротивлением хов шунтировать омическим сопротивлением гвт (рис. 85, б), величина которого удовлетворяет равенству
Г ВТ Хов г°в ~ 1Л~9 г Гвт + %ов
Следовательно, влияние вихревых токов можно рассматривать как наличие внутреннего шунта, который, однако, отличается от внешнего шунта гш тем, что не оказывает влияния на распределение постоянных составляющих выпрямленного тока, т. е. не вызывает дополнительного ослабления поля двигателя.
Величины эквивалентных сопротивлений rem и хве могут быть определены измерением zoe и cos(poe. Определив гвт, можно выяснить действительную пульсацию тока в обмотке возбуждения, потери на вихревые токи, величину трансформаторной э. д. с. и влияние на эти величины степени шунтирования обмотки возбуждения внешним шунтом.
Согласно (165) при Гвт ¥= со (см. рис. 85,6)
IВТ' (166)
причем и 1 __ J4 1 ПШ~ ГШ + гвт пя Квт т , * пя КшЛ~КвТ • (167)
Гвт где квт = —. Хов т — Гш г 1 ВТ " -—— 1 пя Гш ~\-Гвт J Кш 4“Квт (168)
Согласно (164), учитывая, что общее сопротивление двух шунтов равно Гил Г^т , реактивная составляющая тока обмотки ГВТ + riu
возбуждения
т ГШГВТ т Кш Квт г ,.
he = . . ' I пя = I пя • (169)
\ГШ + Гвт) Хов Кш~гКвТ
Переменная составляющая тока в обмотке возбуждения
кш
1пе—У1вт + 1хв — к J-.KfT
Необходимо отметить, что это выражение является приближенным и справедливо только в области значений кш — 04-0,35.
На рис. 86 приведены кривые изменения коэффициента при 1пя или отношения в зависимости от степени шунтирования об-' пя
1 + К ВТ ^пя'
(170)
135
мотки возбуждения кш< Из этих кривых следует, что переменная
составляющая падает с уменьшением кш, т. е. величины шунтирующего сопротивления, причем непропорционально кш, как это имело место, когда вихревые токи не учитывались, а особенно интенсивно в области «ш<0,1.
Пользуясь выражением (170) или кривыми рис. 86, можно определить квт по величине действительной пульсации тока в обмотке возбуждения. Например, для двигателя ДПЭ-400 при шунтировании обмотки возбуждения десятикратным сопротивлением
/вв = 0,908/вя
и, если пульсация токаев обмотке возбуждения составляет ±5%,
то
/2 /„« = 0,05-0,908 /е.
При гпульсации выпрямленного тока +30%
/2|/,1Я = 0,3/в.
Следовательно,
/„«_ 0,05-0,908
1пя 0,3
При ^ = 0.15 и кшг»0,05 по кривым рис. 86 квт ~ 0,3 или, * пя
точнее, из уравнения (170) — 0,32, что соответствует эквивалентному сопротивлению гвт= квтхов = 0,32-18,2 = 5,82 ом.
Из семейства кривых рис. 86 следует также, что пульсация тока в обмотке возбуждения больше при малых величинах кВт, т. е. эквивалентного сопротивления цепи вихревых токов, что и должно иметь место. Это, однако, не означает, что при малых гВт больше пульсация магнитного потока и больше трансформаторная э. д. с., так как большая пульсация н. с. обмотки возбуждения компенсируется большей величиной н. с. вихревых токов. Пульсация магнитного потока определяется величиной э. д. с. самоиндукции обмотки возбуждения хов1Хв, а величина э. д. с. самоиндукции, приходящаяся на один виток обмотки возбуждения, практически равна трансформаторной э. д. с., наводимой в витке якоря
Хов 7 хв 2pwe
(171)
136
Учитывая выражение (169), получим
1 тшГвт т 1 кшквт
С/- n I--- 1 ПЯ - о * I Хов^ПЯ, (172)
* 2pwe Гш + гвт 2рщв кш+квт
откуда следует, что трансформаторная э. д. с. тем меньше, чем меньше гш и гвт. Для двигателя
влияния вихревых
ДПЭ-400 при отсутствии шунта и без учета токов трансформаторная э. д. с. согласно (171)
18,2-61,5 ,
е/ = о— ^- = 4,16 в,
2-2-67
где 1хе при пульсации ± 30% и токе часового режима 290 а равен
0,3-290 _
хо =----=— = 61,5 а.
Таким образом, трансформаторная э. д. с. превосходит допустимую величину.
Если же учесть влияние вихревых токов, то при Квт = 0,32 1хв = 0,32-61,5= 19,7 а
и
et = 1,33 в.
Такая величина et все же может оказывать неблагоприятное влияние на коммутацию двигателя. Шунтирование обмотки возбуждения десятикратным сопротивлением гш = 0,85 ом (кш = — 0,047) резко уменьшает трансформаторную э. д. с.
Подставив в (172)
кш Квт _ 0,047 • 0,32 _ л лл1 0,047-J-0,32
получим ez = 0,17 в.
На рис. 87 приведена кривая изменения et = f (кш) для двигателя ДПЭ-400 при постоянном значении Квт — 0,32.
Потери на вихревые токи для двигателя, работающего без шунтировки обмотки возбуждения,
1
Рвт = гвт -----7 пя’
Квт-р 1
(173)
а при шунтировании 2
Следовательно, отношение потерь Р ВТ Кш
(174)
(175)
137
тирования кш при нескольких этих кривых видно, как резко
Рис. 88
На рис. 88 приведены зависимости от коэффициента шун-‘ вт
постоянных значениях квт- Из влияет шунтирование на потери от вихревых токов. При кш = = 0,05, что соответствует шунтированию двигателя ДПЭ-400 десятикратным сопротивлением, потери на вихревые токи составляют всего около 2 — 3% от потерь, которые были бы при пешун-тированной обмотке возбуждения.
С точки зрения величины et и потерь от вихревых токов можно было бы принять большую величину шунтирующего сопротивления. Так, для двигателя ДПЭ-400 при кш = = 0,1 э. д. с. etx 0,3 в, а потери составляютоколо 10%. Как видно из кривой рис. 89, на которой по формуле (173) построена зависимость от квт потерь на вихревые токи для двигателя ДПЭ-400 при не-шуптированной обмотке возбуждения, мощность потерь Р вт ~ 20 кет при Квт = 0,32. Следовательно, при увеличении кш с 0,05 до 0,1 потери увеличиваются с 0,4=0,6 кет, до 2,0 кет, что не так существенно, так как эти потери выделяются в остове машины и не могут серьезно повлиять на нагрев ее обмоток.
Однако необходимо иметь в виду, что одновременно уве
личиваются потери в шунтирующем сопротивлении Рш. Эти потери вызываются как постоянной составляющей тока, равной ———/в, foe “Ь f ш
« КВТ г
так и переменной составляющей —------1пя
Кш-рКвт
Р Ш — fill
f ое
Г0В + flU
Квт ~Ь Квт
2 р
1 пя
(176)
138
На рис. 90 для двигателя ДПЭ-400 приведены кривые изменения потерь в шунте от постоянной составляющей тока Рш и от переменной составляющей Рш, из которых видно, что последние резко возрастают с увеличением кш до 0,2. Соответственно возрастают и суммарные потери Рш-
Из выражения (173) и кривых рис. 88 следует, что с уменьшением квт, т. е. с уменьшением сопротивления цепи вихревых то-
существенным преимущест- Рис 8д
вом, так как необходимая н. с.
возбуждения может быть достигнута соответствующим увеличением числа витков обмотки. Потери же в двигателе при этом способе возрастают по сравнению с шунтированием внешним сопротивлением, так как через обмотку протекает ток с полной пульсацией и, кроме того, имеются потери в короткозамкнутом кольце. Недостатком является значительное обмоточное пространство, которое занимает кольцо. При пульсации +30% эффективное значение переменной составляющей 1пя ж 0,2 1в . Следовательно, при одинаковой плотности тока в обмотке и кольце сечение меди последнего будет составлять 20% сечения меди катушки главного полюса двигателя.
Некоторым преимуществом этого способа являются меньшие общие потери в двигателе и шунтирующем сопротивлении, что, однако, едва ли может компенсировать его недостатки.
В обоих случаях — шунтировании обмотки возбуждения и применении короткозамкнутых колец — демпфируется магнитный поток возбуждения и индуктивное сопротивление системы возбуждения двигателя сводится к минимуму. Поэтому в сглаживании пуль-
139
сации тока участвуют только обмотки .дополнительных полюсов и якоря, индуктивное сопротивление которых суммируется с индуктивным сопротивлением сглаживающего реактора.
Индуктивное сопротивление якоря и добавочных полюсов мало и, как уже отмечалось, недостаточно для сглаживания пульсаций выпрямленного тока. При сглаживании тока до kM = 0,50ч-4- 0,60 в общей величинеХв индуктивное сопротивление тяговых двигателей в четырехполюсном исполнении составляет около 15%, а в шестиполюсном 5ч-10 %. Со-
Точнее .оно может быть определено методом, предложенным А. , Б. Иоффе [6], причем индуктивность обмотки возбуждения не должна приниматься во внимание. Индуктивное сопротивление этой обмотки необходимо знать при выборе изложенным выше методом величины шунтирующего сопротивления.
По конструкции тяговые двигатели выпрямительных электровозов не отличаются от обычных тяговых двигателей постоянного* тока Особенности условий работы оказывают влияние на номинальную мощность в связи с повышенными потерями в меди якоря и дополнительных |полюсов. При одинаковых условиях вентиляции длительный ток двигателя уменьшается на Зч-5%.
Известны предложения по улучшению коммутации двигателей выпрямительных электровозов. Как указывалось выше, ухудшение коммутации вызывается пульсацией тока в якоре при практически постоянном потоке дополнительных полюсов. Для устранения демпфирования потока дополнительных полюсов предлагалось выполнять их сердечники из листовой динамной стали. При 140
этом, однако, не устраняется демпфирование потока массивным остовом. Чтобы вся магнитная цепь дополнительных полюсов замыкалась помимо массивных стальных деталей, предлагалось также введение шихтованных перемычек между дополнительными полюсами и главными (рис. 91).
В выполненных конструкциях двигателей эти меры не применяются, а опыт показывает, что при сглаживании выпрямленного тока до пульсации +25-?-30% в этих мерах нет необходимости, так как слабое искрение под щетками не вызывает кругового огня и не влияет на износ щеток и коллекторов. Характерен, однако, несколько более темный цвет коллектора, обусловленный этим искрением.
По сравнению с двигателями электровозов постоянного тока 3 000 в двигатели выпрямительных электровозов, имеющие изоляцию относительно корпуса на напряжение 650—1 500 в, отличаются лучшими весовыми показателями. При весе на 1 квт мощности часового режима двигателей 1 500/ 3 ООО «около 10 кг двигатели выпрямительных электровозов имеют удельный вес 5,5—6,5 кг/квт, а некоторые образцы, выполненные на изоляционных материалах повышенной теплостойкости, менее 5 кг/квт.
§ 3. СПЕЦИАЛЬНЫЙ ДВИГАТЕЛЬ ДЛЯ РАБОТЫ ОТ ПУЛЬСИРУЮЩЕГО НАПРЯЖЕНИЯ
Вместо применения сглаживающих устройств и дополнительных средств для демпфирования магнитного потока возбуждения возможно сам тяговый двигатель выполнить применительно к условиям работы при пульсирующем напряжении. Если магнитную систему двигателя изготовить полностью из динамной стали и снизить вихревые токи до минимума, то обмотка возбуждения будет иметь большую индуктивность и сможет эффективно сглаживать пульсацию тока, заменяя сглаживающий реактор. Однако в этом случае магнитный поток возбуждения будет пульсировать и двигатель станет работать как машина постоянного тока с наложением явлений, свойственных однофазным коллекторным электродвигателям.
Предположим, что пульсирующее выпрямленное напряжение состоит из постоянной составляющей Ue и гармоники с частотой 4
100 гц, амплитуда которой равна (см. стр. 42), а эффек-Зт:
тивное значение
1/2
^00 = (177)
о
Постоянная составляющая в этом случае уравновешивается постоянной составляющей противо-э. д. с. двигателя, наводимой постоянной составляющей магнитного потока Фв (рис. 92).
Если пренебречь омическим сопротивлением цепи, то
Пв-СпФв. (178)
141
Составляющая выпрямленного напряжения
4
г/юо = — UM cos 2 wt
вызывает переменную составляющую тока Лоо, мгновенные значения которой равны
Лоо — — Лоо cos (2u>t — <?юо).
ГДО ?юо— угол сдвига тока по фазе.
Ток Лоо возбуждает переменную составляющую магнитного dФ
потока, мгновенное значение которого равно -ц- Лоо- Этот поток
наводит в якоре двигателя противо-э. д. с. вращения
г АФ.
Cv di t100’
которая находится в фазе с током, а следовательно, может рассматриваться как составляющая активного падения напряжения
г _ d •
с- v Zloo — Z100>
где
dФ
Тогда эффективное значение противо-э. д. с. вращения может быть условно выражено как ReIiW.
Кроме того, переменная составляющая магнитного потока в обмотках машины наводит э. д. с. самоиндукции Xw0 Лоо-
Таким образом переменная составляющая тока
Лоо
^Лоо
V xfoo+-/?e
т. е. переменный ток в этом случае не является чисто реактивным, как при полном сглаживании потока возбуждения двигателя, а содержит активную составляющую.
Полная активная мощность, подводимая к двигателю, равна
D 11 I I U\ оо
Р — Uв 1в -ф cos ср100,
где
cos Ф100 —
Re
V *100 + R2e
или с учетом (177)
P = UeIe + ^U2e
Re
X'loo + R2
(179)
142
Если учесть, что согласно (178)
UK
Фе ’
Cv
то п Ке ~ Фе di ’
или (1Ф (180> “ в ^6 1 в 1в
где — коэффициент, характеризующий насыщение двигателя и представляющий отношение тангенсов углов наклона кривой
намагничивания А при нагрузке 1в и прямолинейной кривой намагничивания В (рис. 92).
Подставив полученное значение Re в (179), получим выражение активной мощности, подводимой к двигателю
(181)
или
(182)
Таким образом при работе двигателя с пульсирующим магнитным потоком активная мощность больше Ue /в> а следовательно, коэффициент мощности выше, чем при полном сглаживании потока возбуждения.
Однако повышение коэффициента мощности невелико, так как индуктивное сопротивление цепи значительно больше активной составляющей. Основное преимущество подобного исполнения двигателя состоит в том, что он может работать без сглаживающего реактора в цепи. При этом для компенсации трансформаторной э. д. с. обмотка добавочных полюсов должна шунтироваться омическим сопротивлением, так же как у коллекторных двигателей переменного тока.
Условия пуска здесь не вызывают необходимости увеличивать число полюсов машины как в коллекторных двигателях, так как
143
при пуске переменная составляющая выпрямленного напряжения и тока мала, а следовательно, мала и трансформаторная э. д. с.
Двигатель с шихтованным статорным пакетом конструктивно сложнее нормального двигателя постоянного тока с литым остовом. Поэтому экономическая целесообразность применения двигателей с пульсирующим полем на электровозах не очевидна. Скорее можно ожидать, что двигатели этого типа могут найти применение на моторных вагонах, где установка сглаживающего реактора относительно больших размеров и веса представляет серьезные затруднения.
Г Л А В A V
РЕГУЛИРОВАНИЕ СКОРОСТИ И СИЛОВЫЕ СХЕМЫ
§ 1. РЕГУЛИРОВАНИЕ НА ВТОРИЧНОЙ ОБМОТКЕ ТРАНСФОРМАТОРА
На электровозах со статическими преобразователями пуск и регулирование скорости могут осуществляться изменением напряжения выпрямителей без применения пусковых сопротивлений и перегруппировки тяговых двигателей. Для регулирования напряжения применяются схемы переключения ступеней на вторичной обмотке трансформатора или на стороне высокого напряжения. Возможно также
использование сеточного регулирования.
На рис. 93 приведена схема мостового типа со ступенчатым регулированием напряжения на вторичной обмотке трансформатора, в которой для перехода с одной ступени на другую,без разрыва цепи применен дроссель D. Порядок переключений ясен из таблицы замыканий контак
торов.
В этой схеме нормально замкнуты два контактора смежных выводов трансформатора (рис. 94, а). При этом дроссель работает как автотрансформатор и делит напряжение соответствующей секции обмотки трансформатора пополам, так что вторичное напряжение получается равным U ф- &U. При переходе на сле
дующую ступень кратковременно имеет место одностороннее включение дросселя (рис. 94, б). После перехода вторичное напряжение возрастает с U ф- -A- At/ до V ф- LU ф- , т е.
на At/, а выпрямленное
напряжение на
к
Ю Зак. 2234
145
В промежуточном положении, при одностороннем включении дросселя, напряжение трансформатора увеличивается на ~ 6JJ, но в цепь переменного тока вводится индуктивное сопротивление полу обмотки дросселя, которое вызывает дополнительное падение напряжения. Индуктивность дросселя должна быть выбрана так, чтобы падение напряжения в нем не было чрезмерно большим и не вызывало значительного провала тока тяговых двигателей и усилия тяги электровоза.
Индуктивность всей обмотки дросселя
равна
Хдр
Ла7 дросселя
(183)
где 1Нд — намагничивающий ток чении (рис. 94, а).
Индуктивность полуобмотки
при нормальном вклю-
дросселя
1 равна хвр и вызы-
.21
вает потерю выпрямленного напряжения, равную — • -г xgp к. It
Следовательно, прирост выпрямленного напряжения в переходном положении равен
.... 2/2 1 ... 2 1
Q Хдр Iв-
7Г Z 7Г 4
Учитывая (183), получим условие перехода без провала напряжения
1нд>^~1в. (184)
Причем 1в должно соответствовать пусковому току электровоза. Если принять, что пусковой ток составляет ]/ 21вч, т. е. на 41% превышает ток часового режима тяговых двигателей, то условие (184) примет вид
/»а>0,5/м. (185)
Таким образом индуктивность переходного дросселя должна быть сравнительно малой, а намагничивающий ток его, при двустороннем включении, достаточно большим. Поэтому при расчете дросселя и выборе контакторов необходимо учитывать суммарную нагрузку полуобмоток дросселя и контакторов выпрямленным то-
1 г
ком 1в в каждой ветви и намагничивающим током.
На рис. 95 приведены кривые: тока нагрузки выпрямителя, при отсутствии перекрытий и пульсаций а, намагничивающего тока б и суммарных токов в ветвях дросселя виг.
В пределах полупериода ток в полуобмотках дросселя
idp = Iв ± /2 Icos wt
146
Эффективное значение этого тока
(186)
По нагреванию дроссель должен длительно выдерживать нагрузку, соответствующую длительному режиму тяговых двигателей 1вдл- Если принять /вч=1>2 1вдл, то, учитывая соотношение (185), получим
1др9ф= 1/ Лал)2 +(0,6/вал)2 = 0>78/^
вместо /брЭф = 0,5/вйл при отсутствии намагничивающего тока.
Следовательно, в схеме рис. 93 обмотка дросселя и контакторы должны быть рассчитаны с учетом намагничивающего тока, что вызовет увеличение габаритных размеров и веса этих аппаратов. Кроме того, намагничивающий ток дросселя вызывает дополнительную реактивную
Рис. 95
Рис. 94
составляющую тока в первичной обмотке трансформатора, ухудшая коэффициент мощности электровоза.
Более совершенной является схема рис. 96, в которой к каждому выводу трансформатора присоединены два контактора. Здесь ступени регулирования получаются присоединением переходного дросселя к двум смежным выводам (рис. 97, а), как и в предыдущей схеме, а также при двустороннем включении дросселя на один общий вывод (рис. 97, б). В первом случае дроссель работает как делитель напряжения секции трансформатора, а во втором — как делитель тока, и его полуобмотки нагружаются током, равным 0,5 /в . При
10Д 147
рост напряжения между ступенями в этой схеме равен VaAt/.T. е. в два раза меньше, чем в предыдущей.
В качестве ходовых ступеней, на которых допускается длительное движение электровоза, целесообразно использовать только ступени с включением дросселя на один общий вывод, используя как пусковые ступени с включением дросселя на два вывода. Такой порядок использования ступеней позволяет рассчитывать обмотку дросселя и контакторы по нагреванию на меньший ток нагрузки, поскольку на ходовых позициях намагничивающий ток дросселя отсутствует. Одновременно устраняется ухудшение коэффициента мощности электровоза намагничивающим током дросселя на ходовых ступенях.
Рис. 96
Меньший прирост напряжения между ступенями (l/^U вместо Д{7) может быть использован или для повышения плавности пуска электровоза при одинаковом количестве выводов трансформатора, но удвоенном количестве контакторов, или для сокращения числа выводов трансформатора при Одинаковом числе ступеней и контакторов.
Некоторым недостатком схемы являются провалы выпрямленного напряжения при переходах со ступеней включения по рис. 97,6 на ступени по рис. 97, а. В этом случае на переходном положении напряжение не повышается, а в цепь вводится индуктивное сопротивление дросселя, вызывающее падение выпрямленного напряжения. Однако при достаточно большом числе ступеней регулирования и малом Д7/, а также быстрых переходах со ступени на ступень эти небольшие и кратковременные провалы напряжения, не оказывают заметного влияния на пусковые свойства электровоза.
При мостовой схеме выпрямления могут применяться и другие способы регулирования на вторичной обмотке трансформатора, нашедшие применение на электровозах переменного тока с коллек-148
торными тяговыми двигателями, в том числе схемы с несколькими переходными дросселями, обеспечивающие распределение нагрузки на несколько контакторов, схемы с дополнительным регулированием посредством вольтодобавочных трансформаторов и плавного регулирования с коллекторным регулятором [7]. Однако эти схемы не нашли применения па электровозах со статическими преобра-
зователями.
В схеме выпрямления с нулевым выводом переключение ступеней должно производиться в каждой фазе. Схема такого
вида приведена на рис. 98. По сравнению с мостовой схемой при данном чцслеступеней регулирования число контакторов, дросселей и секций трансформатора в этом случае удваивается, тогда как расчетный ток уменьшается только в /2. Следовательно, схема вызывает значительное усложнение и утяжеление аппаратов регулирования. Однако при большом числе ступеней, которое необходимо для электровозов, может быть допущено неравенство напряжений фаз—несим-метрия, что позволяет удвоить число ступеней или соответственно сократить число контакторов путем поочередного переключения в фа-
зах, как это показано в таблице II рис. 98.
В этом случае напряжения фаз поочередно возрастают на
-х At/ и на четных ступенях они не равны. Кривая выпрямлен-
ного напряжения на этих ступенях состоит из полупериодов с разными амплитудами |/2 1/х и ]/2 t/2 (рис. 99), и среднее выпрямленное напряжение равно.
(^ + Т/2).
Если U2 = U1-sr ~то
1 21/2а,, т. е. прирост выпрямленного напряжения составляет — At/, тогда как при одновременном переключении в обеих фазах при-
1 2/2...
рост равен — • —— At/.
149
Неравенство полупериодов в кривой выпрямленного напряжения вызывает повышенную пульсацию выпрямленного тока. Если вторичная обмотка трансформатора разделена на п секций, т. е.
каждая фаза на п секций, (рис. 100)
Рис. 99
то на предпоследней ступени
Ut
= — и U, = UT.
п 2
Величина несимметрии при .этом может быть задана отно-। шением
1
UT п ’
Среднее выпрямленное напряжение на рассматриваемой ступени равно
= У + U2) = (2 - 1) UT,
к w \ п /
а большая по величине пульсация тока, в полупериод U2 = UT, равна (см. стр. 34)
150
или
2 L мв = т. coso/14 — (187) В таблице 2 приведены коэффициенты и кн для несколь- ких значений п. Предельное значение п = оо соответствует симметричному включению. В последнем столбце дано отношение пульсаций тока при несимметричном и симметричном включе- Ыв НИИ . &1во Таблица 2
<» «н Дг*во
2X2 2x4 2x6 2X8 ОО 0,25 0,125 0,083 0,062 0 0,896 0,771 0,738 0,716 0,660 1,36 1,17 1,12 1,085 1,00
Из таблицы следует, что пульсация тока значительно возрастает только при большой несимметрии, которая получается при малом числе секций трансформатора и ступеней регулирования. Для числа
Рис. 101
секции в каждой фазе 6 и более увеличение пульсации уже незначительно и не может оказывать существенного влияния, особенно если несимметричные ступени используются только в качестве пусковых.
Более сильное влияние оказывает несимметрия фаз на работу трансформатора.
На рис. 101 приведена схема с предельной несимметрией — напряжение одной из фаз равно нулю. Здесь ток во вторичной обмотке трансформатора протекает через полупериод и только водном направлении (рис. 102,о). В первичной обмотке при этом возникает ответный ток, уравновешивающий только переменную
151
составляющую тока вторичной обмотки (рис. 102.6). постоянная 1 7
же составляющая, равная 1в, остается неуравновешенной и вызывает подмагничивание сердечника трансформатора.
На рис. 102, в приведены кривые изменения магнитного потока Ф и намагничивающего тока 1Н, соответствующего кривой намагничивания сердечника трансформатора рис. 102, г, при от-
сутствии подмагничивания постоянной составляющей. Под воздействием постоянной составляющей н. с., вызываемой подмагничивающим током -g- /в, возникает постоянная составляющая магнитного потока Фо, и для наведения прежней э. д. с. магнитный поток должен изменяться по кривой Ф'. При этом, вследствие насыщения сердечника трансформатора, намагничивающий ток возрастает и приобретает искаженную форму, изменяясь по кривой 1Н. На рис. 102,.6 показан суммарный ток первичной обмотки трансформатора, сильно искаженный вследствие несимметрии фаз вторичной цепи. Так как трансформаторы имеют замкнутый сердечник и малый намагничивающий ток, составляющий всего несколько процентов от тока номинальной нагрузки, то подмагничивающий ток, соизмеримый по величине с номинальной нагрузкой, вызывает сильное насыщение магнитопровода трансформатора и резкое возрастание намагничивающего тока.
152
Очевидно, эффект подмагничивания будет тем слабее, чем меньше несимметрия фаз. Если напряжения фаз равны иг = UT — и U2 = Ut, то режим работы трансформатора можно рассматривать как результат наложения двух выпрямительных схем: одной симметричной с напряжением фаз ^1— и ВТОРОВ с пРет дельной несимметрией при напряжении одной фазы 0 и второй — Ut. Эффект подмагничивания создается только второй выпря-
zz; ЛАЛАА /WWWV\ /WW\
9.
Рис. 103 мительной схемой, причем подмагничивающий ток равен х X 4- Ц = 1в, т. е. будет тем меньше, чем больше число секций
и ступеней регулирования или чем меньше несимметрия напряжений.
Схема рис. 98 с поочередным переключением ступеней в фазах применена на опытных электровозах Пенсильванской ж. д., построенных фирмой Вестингауз. На этих электровозах вторичная обмотка трансформатора имеет 12 секций, по 6 в каждой фазе и число ступеней регулирования равно 21 при числе контакторов 24 (см. стр. 255).
Эта схема может быть улучшена разделением каждой фазы на две части и применением встречно-согласованного переключения полуфаз, что позволяет дважды использовать одни и те же контакторы в процессе регулирования. Такая схема впервые была разработана и применена на опытных электровозах серии НО, построенных Новочеркасским электровозостроительным заводом в 1954 г. В упрощенном виде схема представлена на рис. 103, а.
Здесь фазы вторичной обмотки трансформатора разделены на две части: одна состоит из полуфаз О А и CD, а другая — ОВ и EF.
153
Скользящие контакты / и II условно изображают группы контакторов с переходными дросселями, которыми концы полуфаз С и £ могут подключаться к выводам полуфаз ОА и ОВ. Контакторами переключателя 1, 2, 3 и 4 полуфазы CD и EF соединяются или согласованно или встречно с полуфазами ОА и ОВ.
Регулирование начинается со встречного включения согласно рис. 103, б (замкнуты контакторы 1 и 2). В этом положении при равенстве напряжений полуфаз фазовое напряжение равно нулю, если же напряжение частей CD и EF несколько больше, чем О А и ОВ, то к выпрямителям подводится минимальное напряжение, соответствующее начальной ступени пуска.
Затем переключаются ступени регулирования, что на упрощенной схеме рис. 103, а соответствует движению скользящих контактов к средней точке вторичной обмотки трансформатора О. При этом вычитаемая часть напряжения полуфаз ОД и ОВ уменьшается, а напряжение, подводимое к выпрямителям, возрастает. Когда оба подвижных контакта достигают среднего вывода трансформатора, к выпрямителям подводится полное напряжение полуфаз CD и EF. Далее переключатель переводится в положение согласованного включения (контакторы 3 и 4 замыкаются, а 1 и 2 размыкаются), и начинается переключение ступеней в обратном порядке, чему соответствует движение скользящих контактов от среднего вывода О к концам полуфаз ОА и ОВ. В положении рис. 103, в к выпрямителям подводится суммарное напряжение полуфаз, и регулирование на этом заканчивается.
На электровозах НО полуфазы ОА и ОВ разделены на 4 секции каждая, и переключение ступеней осуществляется 20 контакторами (см. стр. 241). Если учесть наличие еще четырех контакторов переключателя, которые имеют более простую конструкцию без дуго-гашения, то всего в схеме имеется 24 контактора, т. е. общее пиело контакторов равно числу контакторов в схеме электровоза Вестингауза, но благодаря двукратному использованию ступеней регулирования их 4исло равно 33 вместо 21.
Способ встречно-согласного переключения частей вторичной обмотки трансформатора может7быть применен и для схем мостового типа.
§ 2. РЕГУЛИРОВАНИЕ НА СТОРОНЕ ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
При напряжении сети 20 кв ток в первичной обмотке трансформатора электровоза не превосходит 200—300 а. Поэтому коммутирующие аппараты при регулировании на стороне высокого напряжения могут иметь значительно более легкую конструкцию.
Регулирование на стороне высокого напряжения не может быть осуществлено простым переключением ступеней первичной обмотки трансформатора (рис. 104), так как пуск в этом случае должен начинаться при максимальном числе витков первичной обмотки с последующим уменьшением числа включенных витков. По окончании 154
пуска значительная часть первичной обмотки должна быть выключена из цепи, и на конце этой обмотки (А на рис. 104) появится напряжение, которое будет в несколько раз превосходить напряжение сети. Неприемлемость такого способа регулирования очевидна.
Чтобы избежать многократного повышения напряжения и совершенно неудовлетворительного использования первичной обмотки.
Рис. 104
Рис, 106
применяется регулировочный автотрансформатор Р (рис. 105), переключением витков которого регулируется напряжение на первичной обмотке основного трансформатора.
Регулировочный автотрансформатор может быть выполнен или на отдельном сердечнике, или в виде дополнительной обмотки на сердечнике основного трансформатора.
Схема такого трансформатора приведена на рис. 106. Сердечник имеет три стержня. На среднем стержне, как это выполняется у трансформаторов броневого типа, расположены обмотка высокого напряжения В и вторичная обмотка низкого напряжения Я для питания выпрямителей по мостовой схеме или схеме с нулем. На одном из крайних стержней расположена регулировочная обмотка Р, постоянно включенная на сеть и имеющая ряд выводов для регулирования напряжения на обмотке высокого напряжения.
Магнитный поток в стержне регулировочной обмотки (верхнем на рис. 106) при всех ступенях регулирования остается постоянным, так как напряжение на обмотке Р неизменно.
В начале регулирования, когда скользящий контакт К находится у заземленного конца обмотки, и напряжение на обмотке В равно нулю, весь магнитный поток верхнего стержня замыкается через нижний, а напряжение на обмотке Н также равно нулю.
При повышении напряжения на обмотке В перемещением контакта К часть потока ответвляется в средний стержень и индукти
155
рует в обмотке В э. д. с., уравновешивающую приложенное к ней напряжение. По мере повышения напряжения на обмотке В увели* чивается поток в среднем стержне и соответственно возрастает напряжение на обмотке Н.
Обмотка Р выполняется с числом витков вдвое большим, чем обмотка В. При таком соотношении количества витков число вольт на 1 виток для этих обмоток становится равным в среднем положении контакта К, и весь поток верхнего стержня замыкается через средний. При дальнейшем регулировании поток среднего стержня начинает превышать поток верхнего, и избыток потока среднего стержня замыкается через нижний. Когда напряжение на обмотке В достигает напряжения сети, поток в среднем стержне удваивается и разветвляется поровну между верхним и нижним стержнями, как в обычном броневом трансформаторе.
На этом процесс регулирования заканчивается.
Таким образом, регулирование на стороне высокого напряжения требует введения в трансформатор дополнительной обмотки. Интересно оценить мощность этой обмотки и ее влияние на типовую мощность трансформатора.
В произвольном положении контакта К часть регулировочной обмотки между сетью и контактом К (рис. 107) нагружена током В, а часть между контактом К и «землей» током /г, причем из условия равновесия н. с., создаваемых этими токами,
7Х = и,2/2, или
(Ut— Uв) Л = UbI^-
Принимая во внимание, что
получим
Л + /2 — I в,
1
ив
UT
1в и
и^)1в
Следовательно, нагрузки в регулировочной обмотке изменяются в зависимости от напряжения нй высоковольтной обмотке или положения контакта К по наклонным прямым от 0 до 1 согласно диаграмме рис. 107. В произвольном положении контакта прямая В даст нагрузку витков со стороны сети, а прямая /2 — нагрузку витков со стороны «земли». Расчетной для выбора сечения меди является ломаная линия АВС. Если регулировочную обмотку выполнить с очень большим числом секций, имеющих разное сечение меди, то средней расчетной нагрузкой для них будет 3 3
-4- /в, и мощность обмотки составит 1в Ur, т. е. 75% мощности обмотки В. Тогда коэффициент типовой мощности трансформатора при
2 -I- 0 75 мостовой схеме выпрямления возрастет с 1,11 до 1,11 ' ’— =1,52,
156
или на 37%, а при схеме с нулевым выводом с 1,33 до . ., 1 1,41 0,75 , п/
1,11 ------g------== 1>75, или на 31%.
Практически регулировочная обмотка выполняется из меди одного сечения и ее мощность равна 1в Ут- В этом случае типовая мощность трансформатора при мостовой схеме увеличивается на 50%, а при схеме с нулем на 41%.
Обычно трансформаторы с регулированием на стороне высокого напряжения выполняются так, что напряжение на обмотке В не
доводится до полного напряжения сети, т. е. оставляется часть об
мотки Р между сетью и контактом няется с усиленной изоляцией и служит защитой от перенапряжений, что, однако, вызывает дополнительное повышение мощности регулировочной обмотки и типовой мощности трансформатора.
Недостатком рассматриваемой системы регулирования является также пониженный к. п. д. электровоза на промежуточных ступенях скорости.
При регулировании на сторо-
К. Эта часть обмотки Р выпол-
Рис. 107
не низкого напряжения во время
движения электровоза с пониженной скоростью из цепи выключена часть вторичной обмотки трансформатора, и потери в меди уменьшаются пропорционально вторичному напряжению. Одновре-
менно пропорционально уменьшается ток в первичной обмотке, а
потери в ней снижаются пропорционально квадрату напряжения. В рассматриваемой схеме потери в обмотках В и Н при движении электровоза на пониженной скорости не уменьшаются, а общие потери в меди трансформатора возрастают за счет потерь в регулировочной обмотке.
Аналогичное явление имеет место и в отношении коэффициента мощности электровоза. При выключении витков вторичной обмотки индуктивность ее и реактивная мощность уменьшаются пропорцио-
нально квадрату числа витков или вторичного напряжения, тогда как активная мощность уменьшается только в первой степени. Следовательно, коэффициент мощности электровоза повы
шается.
Необходимо отметить, что указанное справедливо, если выключение витков вторичной обмотки не изменяет проводимости путей потоков рассеяния трансформатора. В действительности проводимость при выключении витков несколько увеличивается. Однако приведенная индуктивность трансформатора падает настолько, что коэффициент мощности на ступенях пониженного напряжения заметно повышается.
157
В рассматриваемой схеме индуктивность обмоток В и Н остается неизменной, а реактивная мощность даже возрастает за счет рассеяния регулировочной обмотки. Следовательно, коэффициент мощности электровоза при движении с пониженной скоростью падает.
Этот недостаток в сочетании с повышенными потерями является особенно существенным, так как вызывает увеличение тока, потребляемого электровозом при пуске, особенно при трогании поезда с места, минимальная величина которого имеет существенное значение при работе железнодорожного участка в аварийном режиме при выключении одной из тяговых подстанций.
Ценой отмеченных недостатков достигается простота аппаратуры регулирования. Переключение ступеней регулировочной обмотки осуществляется одним переключателем с плоскими контактами, по которым перемещаются два подвижных контакта. Замыкание и размыкание происходят без тока, так как цепи подвижных 158
7У^Л
контактов поочередно прерываются двумя контакторами с дугогашением, кинематически связанными с каретками подвижных контактов. Короткое замыкание секций регулировочной обмотки предотвращается переходным сопротивлением. Порядок перехода с одной ступени на другую поясняется рис. 108.
При некотором усложнении схемы типовая мощность трансформатора для регулирования на стороне высокого "напряжения может быть уменьшена. Например, возможно выполнение схемы по типу рис. 109, где в половине вторичной обмотки трансформатора ВС индуктируется постоянное, нерегулируемое напряжение, а во вто
рой половине через регулировочную обмотку индуктируется регулируемое напряжение. Здесь аналогично схеме рис. 103 регулирование происходит в два этапа-На первом—в регулируемой половине вторичной обмотки наводится встречное напряжение, которое переключением ступеней регулировочной обмотки постепенно уменьшается до нуля. Далее половина вторичной обмотки АВ реверсируется, и на втором этапе регулирования обратным переключением ступеней напряжение повышается до максимального. Нетрудно видеть, что в такой схеме мощность регулировочной обмотки уменьшается вдвое. Одновременно при данном числе ступеней регулирования в два раза сокращается число выводов регулировочной обмотки и соответственно упрощается переключатель ступеней, потребуется переключатель для реверсирования части вторичной обмотки трансформатора.
Возможен другой способ снижения мощности регулировочной обмотки согласно схеме рис. 110. Высоковольтная обмотка разделена на две части, которые поочередно переключаются навстречу по одним и тем же выводам регулировочной обмотки. Регулировочная обмотка не нагружена в трех положениях: в начале регулиро-
Рис. ПО
159
вания, в середине и в конце. Мощность ее уменьшается в два раза, и при данном числе ступеней регулирования количество выводов сокращается вдвое. Однако достигается это за счет усложнения переключателя ступеней, который должен иметь двойной комплект подвижных контактов и четыре контактора вместо двух.
§ 3s СЕТОЧНОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ
Как отмечалось выше, чисто сеточное регулирование на электровозах, особенно магистральных, едва ли может найти применение из-за резкого ухудшения коэффициента мощности электровоза и по-
вышенного влияния тока контактной сети на линии связи. Однако
целесообразно использование сеточного регулирования для повы-
шения плавности tпуска электровоза.
Простейший fслучай комбини Hl' рованного Урегулирования предусматривает схема рис. 111. Здесь пуск осуществляется двумя ступенями. Сначала вентили присоединяются к промежуточным выводам трансформатора, и напряжение сетками регулируется с нуля до полного. Далее производится переключение ступени трансформа-увеличении угла регулирования, чтобы
Рис. 113
тора при одновременном
после перехода выпрямленное напряжение осталось прежним. После перехода напряжение повышается до полного изменением угла регулирования. Коэффициент мощности ц в процессе регулирования изменяется по кривой А рис. 112 для варианта схемы без нулевого вентиля и по кривой В с нулевым вентилем.
Подобная схема регулирования (с нулевым вентилем) была осуществлена на опытном электровозе типа ОР довоенной постройки
160
и применена на опытном промышленном электровозе типа II КО1.
Для магистральных электровозов такая схема неприемлема, так как переход сопровождается полной потерей усилия тяги электровоза и, кроме того, все же имеет место глубокое сеточное регулирование напряжения.
Разрыв цепи и потеря усилия тяги устраняются в многовентильных схемах, например пятивентильной по рис. 113. В этой схеме на первом этапе регулирования работают вентили 1, 11 п 0 по прин
ципу трехвентильной схемы с нулевым вентилем. По окончании регулирования вентилей I и II начинается второй этап регулирования, на котором постепенно уменьшается угол регулирования вентилей III и IV. При этом цепь выпрямленного тока часть каждого полупериода замыкается через вентили / или II и часть — через вентили III и IV. Кривая выпрямленного напряжения и форма тока трансформатора имеют вид, изображенный на рис. 114. Коэффициент мощности для второго этапа регулирования равен
_ (3 + cos а2)
тг 4-к — За2 или
4/2^ Ц'в
it j/4w — За2 Ueo
На рис. 115 приведена кривая изменения р в процессе регулирования, которая показывает, что на втором этапе р выше, чем для трехвентильной схемы с переключением по рис. 111. Здесь все же сохраняется глубокое сеточное регулирование напряжения, но эта схема позволяет осуществить многоступенчатое регулирование без разрыва цепи и потери усилия тяги, что поясняется схемой рис. 116, где после полного открытия вентилей III и /Vвентили / и II переключаются на следующую ступень трансформатора и ис-11 Зак. 2234 161
пользуются для дальнейшего регулирования. Число ступеней может быть произвольно увеличено. Все переходы происходят плавно, без разрывов цепи и могут производиться аппаратами без дугога-шения. С увеличением числа ступеней регулирования в этой схеме уменьшаются толчки тока в первичной обмотке трансформатора
Рис. 116
в момент коммутации выпрямленного тока с вентиля низшей ступени на высшую. При этом толчки тока будут уменьшаться как по амплиту-di де, так и по величине-;—;, d<ut поскольку коммутация происходит под воздействием малой э. д.с.сек-
ции трансформатора. Следовательно, при достаточно большом числе ступеней влияние сеточного регулирования будет незначительно и даже может ослаб-
лять влияние коммутации выпрямителей на линии связи, поскольку процесс каждый полупериод будет подразделяться на два этапа, вызывая меньший ток собственных колебаний системы.
Если угол перекрытия при номинальной нагрузке электровоза и работе его от «жесткого» синусоидального напряжения равен у «а, а мгновенное значение напряжения трансформатора равно UM sin а, то ориентировочно можно считать, что
при сеточном регулировании не будет Рис. 117
повышенного влияния, когда напря-
жение ступени Д?7 выбрано из условия 2 LU < UM sin а =
— IX
= ]/2£7 sin а. Но при обцчных величинах отношений и
1 v А
согласно рис. 46 а = 25 4- 35°. Если даже принять а = 20° и &U i
sina=0,34, то -- , т. е. уже при трех ступенях сеточная ком-С/ о
мутация не должна вызывать повышенного влияния на провода связи.
Можно считать, что выбор количества ступеней регулирования определяется не влиянием на провода связи, а числом ходовых ступеней скорости электровоза, в качестве которых должны использоваться основные ступени, где вентили не зарегулированы сетками. Число ходовых ступеней, конечно, должно быть более 3.
162
Практическому применению подобной схемы в настоящее время препятствует низкое использование вентилей. Здесь вентили участвуют в работе поочередно, и для осуществления такой схемы требуется удвоенное их количество (если не считать нулевого). При современных габаритных размерах и стоимости выпрямителей это не
приемлемо.
При комбинированном регулировании меньшее количество вентилей требуется в мостовой схеме по рис. 117. Все же количество вентилей увеличивается в полтора раза.
Тот же эффект по количеству вентилей может быть получен и_при
схеме с нулевым выводом, если тяговые двигатели электровоза разделить на две группы и питание их осуществлять от самостоятельных групп вентилей (рис. 118). В этом случае, не нарушая симметрии нагрузки фаз трансформатора, переходы между ступенями при сеточном регулировании осуществляются поочередно в одной фазе каждой из выпрямительных схем. Порядок переключений ясен из таблицы на рис. 118.
Цаконец, сеточное управление может быть использовано для плавного изменения напряжения между ступенями трансформатора при регулировании на стороне низкого или высокого напряжения, рассмотренном в § 1 и 2.
Возможно, например, увеличение числа пусковых ступеней за счет введения промежуточных ступеней при сеточном регулировании. Такой способ применен на электровозах фирмы Вестингауз, построенных для Пенсильванской ж. д. Как видно из примерной пусковой диаграммы на рис. 119, при равномерных ступенях напряжения трансформатора пусковые толчки тока особенно велики на первых ступенях и убывают с увеличением скорости. На электровозах
11Д 163
фирмы Вестингауз выполнено сравнительно грубое ступенчатое регулирование на стороне вторичной обмотки трансформатора по схеме типа рис. 98, а для уменьшения толчков тока начальных ступеней введены промежуточные ступени, которые получаются на каждой ступени трансформатора соответствующим смещением угла зажигания вентилей.
Особенностью такого способа является необходимость изменения угла зажигания вентилей на каждой последующей промежуточной ступени. Действительно, если имеется ряд ступеней, например, Б\ = Д17; U2 = 2ДП; (У3=ЗДП и т. д., то на первой ступени для получения промежуточной 0,5 ДП необходимо, чтобы г = cos ₽ == 0,5, т. е. угол (3 = 60°, на второй cos ₽ = =
О'2
= 0,75 и ₽ = 41°24', на третьей cos р — 2,5 = 0,833 и
О'з
*3 = 33°36' и т. д. Это обстоятельство несколько усложняет схему v сеточного регулирования.
к Большой интерес представляет плавное
\ сеточное регулирование, которое сравнительно
просто может быть получено в рассмотренных выше схемах комбинированного регулирова-
\\\ ния с дополнительными вентилями. Однако осуществление плавного регулирования сет-ками в дополнение к обычному ступенчатому \ регулированию связано с некоторыми труд-
костями.
\ Переходы на каждую следующую ступень ----------—\ \ в этом случае должны сопровождаться одно-
Рис. 120 временным введением угла регулирования, причем величина этого угла по той же причине, что и в предудущем случае, должна быть различной на разных переходах. Таким образом, необходимо иметь два аппарата регулирования—силовой переключатель ступеней и регулятор угла зажигания вентилей со сложной взаимной связью.
Возможен другой способ, основанный на автоматическом регулировании угла зажигания в функции тока нагрузки тяговых двигателей. Путем подмагничивания током тяговых двигателей трансформаторов или дросселей в цепях сеточного управления можно получить внешнюю характеристику выпрямителя, круто падающую в области определенных (пусковых) токов электровоза. Тогда скоростные характеристики электровоза в области этих нагрузок также будут падающими, и пусковые толчки тока резко уменьшатся, как это ясно из рис. 120. Однако применение такой системы затруднительно, так как пусковые токи изменяются в зависимости от условий сцепления. Кроме того, электровоз теряет преимущества в жесткости характеристик.
По-видимому, целесообразнее использовать сеточное регулирование только в начале пуска для трогания поезда в особо тяжелых условиях. При таком назначении плавное сеточное регулирование может быть осуществлено достаточно просто. Для этого независимо от основного, ступенчатого, регулирования должно быть предусмотрено регулирование напряжения выпрямителя сетками, которое нормально не используется, т. е. соответствующая рукоятка контроллера остается в положении, когда угол регулирования равен нулю. В случае трогания с места поезда в тяжелых условиях эта рукоятка устанавливается в положение минимального напряжения, а основной рукояткой включается одна из ходовых ступеней, после чего производится плавный пуск рукояткой сеточного регулирования.
Такой резервный способ пуска позволит в тяжелых условиях наиболее полно использовать максимальную силу тяги электровоза по сцеплению, не вызывая лишнего искажения формы тока в сети и ухудшения коэффициента мощности при каждом пуске.
§ 4. ОСЛАБЛЕНИЕ ПОЛЯ ТЯГОВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
правило, не превышает
Рис. 121
на электровозах постоянного тока регулирование скорости ослаблением поля тяговых двигателей является необходимым, поскольку число экономических ступеней скорости ограничено возможными группировками двигателей и, как трех. В этих условиях ослабление поля тяговых двигателей дает существенные преимущества, расширяя области безреостат-ного регулирования скорости на каждом соединении двигателей и обеспечивая тем самым уменьшение потерь в пусковых сопротивлениях.
На электровозах переменного тока, при безреостатном регулировании, ослабление поля тяговых двигателей не столь необходимо.
Если двигатель электровоза имеет тяговую характеристику полного поля ПП (рис, 121), верхнюю характеристику ослабленного поля ОП, силу тяги часового режима при полном поле Fv и длительного режима Fd, а при ослабленном поле Fm и
но, может быть выполнен двигатель, имеющий одну характеристику, совпадающую с характеристикой ОП. При этом ступени полного поля и промежуточные ступени ослабления поля будут заменяться предшествующими ступенями регулирования выпрямленного напряжения.
Двигатель без регулирования поля может иметь тяговые усилия часового и длительного режима FC4 и F0ll , тогда по номиналь
165
Foa, то, очевид-
ной мощности он будет равен двигателю с ослаблением поля, но будет иметь меньшие габаритные размеры и вес за счет сокращения магнитной системы и обмоточного пространства катушек главных полюсов. Такой двигатель, однако, уступает первому по номинальным тяговым усилиям и будет иметь повышенные перегревы в эксплуатации или, при равных перегревах, будет ограничивать веса поездов по нагреванию.
Можно выполнить двигатель с характеристикой, соответствующей кривой ОП и тяговыми усилиями часового и длительного режима F4 и Fd . Но это будет двигатель повышенной мощности, который имеет большие тяговые усилия в часовом и длительном режиме в зоне скоростей, лежащих выше характеристики ПП двигателя с ослаблением поля. Однако благодаря отсутствию ослабления поля он будет иметь габаритные размеры и вес, близкие к двигателю с регулировкой поля. При равном выпрямленном напряжении двигатель повышенной мощности имеет большие значения часового и длительного тока и потребует соответствующего увеличения типовой мощности трансформатора и выпрямителей.
В связи с этим на большинстве выполненных электровозов выпрямительного типа применяется ослабление поля тяговых двигателей, что позволяет расширить область характеристик электровоза в верхней части без дополнительного увеличения мощности его выпрямительных устройств. Следует, однако, иметь в виду, что это достигается ценой утяжеления тяговых двигателей.
Само ослабление поля может производиться или выключением витков, или шунтированием обмотки возбуждения. Более целесообразным является шунтирование, тем более что для его осуществления необязательно применение индуктивных шунтов, необходимых на электровозах постоянного тока. Омический шунт, постоянно включенный для ответвления периодической переменной составляющей выпрямленного тока от обмотки возбуждения, ослабляет смягчающее действие индуктивности в цепи шунта ослабления поля на нестационарные процессы, так как переменная составляющая тока при этих процессах будет протекать через постоянный шунт. С другой стороны, нестационарные процессы в схемах выпрямительных электровозов сильно смягчаются индуктивностью сглаживающего дросселя.
§ 5. СИЛОВЫЕ СХЕМЫ
Силовая схема электровоза в основной ее части определяется типом схемы выпрямления (мостовая или с нулевым выводом) и схемой регулирования напряжения выпрямителя. В остальном построение схемы определяется числом и схемой соединения тяговых двигателей, количеством вентилей и способом обеспечения их параллельной работы, способом отключения двигателей и вентилей при аварийных режимах, а также средствами защиты от коротких замыканий и обратных зажиганий выпрямителей.
166
Тяговые двигатели выпрямительных электровозов обычно выполняются на полное напряжение выпрямителя и соединяются параллельно. Перегруппировка их для регулирования скорости при нормальном режиме не предусматривается. Исключение могут представлять электровозы двойного питания, предназначенные для работы от сети переменного и постоянного тока.
Рис. 123
В мостовой схеме, где для уменьшения потерь в вентилях (см. стр. 25) целесообразно принимать удвоенное напряжение, тяговые двигатели могут включаться в две последовательные группы с соединением средних точек вторичной обмотки трансформатора и групп двигателей (рис. 122). Такая схема сохраняет преимущества параллельного соединения двигателей в отношении меньшей склонности электровоза к боксова-нию и меньшей потери силы тяги при боксовании осей. Заземление средней точки позволяет рассчитывать изоляцию двигателей на однократное напряжение.
При параллельном включении двух вентилей (рис. 123) применяются анодные делители. Последние необходимы ввиду того, что разность потенциалов между анодом и катодом,
требующаяся для возникновения дуги, выше Рис- 124 падения напряжения в дуге вентиля после ее возникновения (см. стр. 214). Для параллельного включения четырех вентилей может быть применено каскадное включение делителей по схеме рис. 124. Возможно также применение делителей с многостержневыми сердечниками. Такие делители позволяют включать параллельно три, четыре и более вентилей. Однако для обеспечения выравнивающего эффекта при числе вентилей более двух требуются относительно большие и тяжелые делители, а также возникают затруднения с отключением вентилей в аварийных режимах.
Поэтому лучше или вообще избегать применения делителей, или ограничиваться применением делителей на два параллельных 167
вентиля. Это может быть достигнуто применением раздельного питания каждой группы двигателей от самостоятельной выпрямительной схемы с общей вторичной обмоткой трансформатора (рис. 125). Иногда каждый двигатель питается от индивидуальной выпрямительной схемы.
В случае раздельного питания каждого тягового двигателя наиболее просто обеспечивается работа в аварийном режиме. При повреждении одного из двигателей достаточно выключение цепей
зажигания и управления его вентилей. Также может быть отключена неисправная группа вентилей, но совместно со своим тяговым -двигателем. Таким образом, при повреждении одного тягового двигателя или вентиля в аварийном режиме электровоз теряет усилие тяги одной оси. Возможно другое решение, при котором в случае неис правности части вентилей две группы тяговых двигателей соединяются последовательно и питаются от одной половины выпрямительной установки электровоза. В этом случае
электровоз полностью сохра-
Рис 125 няеттяговое усилие, но за счет
понижения скорости в два раза. Для двигателей электровоза может быть применен или общий сглаживающий реактор, или раздельные реакторы на каждую группу двигателей. Применяются также индивидуальные реакторы для каждого двигателя. В последнем случае индуктивное сопротивле-
ние каждого реактора должно равняться
где п — число тяговых двигателей и Xde — индуктивное сопротивление одного двигателя.
При общем реакторе
Хр — Хв %дл
Если при общем реакторе один из двигателей выключается из-за неисправности, то индуктивное сопротивление общего сглаживающего реактора, приведенное к одному двигателю, уменьшается с пХр рр (п—1)ХР , и соответственно возрастает пульсация тока. При числе двигателей 6 и более это обстоятельство обычно не оказывает 168
существенного влияния. Если же сглаживающий реактор выполнен со стальным сердечником и имеет характеристику гиперболического вида, то с отключением части двигателей уменьшается постоянная составляющая выпрямленного тока, индуктивность реактора возрастает, и пульсация тока не увеличивается. Не увеличивается пульсация тока также при выключении двигателей с индивидуальными реакторами.
В построении силовой схемы должны учитываться особенности, обусловленные шунтированием обмоток возбуждения тяговых двигателей омическими сопротивлениями. Дело в том, что при коротком замыкании на «землю», например, при перебросе дуги на корпус одного из двигателей группы (рис. 126) возникает короткое замыкание для всех двигателей. Как известно, такое короткое замыкание не представляет опасности для двигателей последовательного возбуждения при нормальной схеме включения и вызывает только кратковременный и относительно небольшой толчок генераторного тока, который исчезает благодаря быстрому размагничиванию двигателей. При шунтированных обмотках возбуждения
генераторный ток протекает через шунт, ми- Рис. 126 нуя обмотку возбуждения, размагничивание двигателя замедляется, и толчок тока резко увеличивается.
Наиболее эффективно этот недостаток устраняется выполнением схемы без заземления или с заземлением через достаточно большое сопротивление и реле заземления, которое используется для защиты тяговых двигателей и всей силовой цепи от перебросов и коротких замыканий на землю. Это реле может действовать или на главный выключатель электровоза, или на цепь управления вентилями.
В схемах с индивидуальным или раздельным питанием групп двигателей реле заземления (РЗ на рис. 125) должно присоединяться к катодам вентилей каждой группы через самостоятельное добавочное сопротивление с тем, чтобы не образовалось «глухого» параллельного соединения вентилей, не разделенных делителями тока.
Если же предусматривается заземление тяговых двигателей и катодов вентилей согласно схеме рис. 126, то необходимо применение индивидуальных сглаживающих реакторов с тем, чтобы в цепях короткого замыкания имелась большая индуктивность, замедляющая рост тока короткого замыкания.
Защита от перегрузок тяговых двигателей может осуществляться обычными реле перегрузки, воздействующими на цепи управления вентилей. При применении реле заземления достаточно, чтобы реле перегрузки только подавали сигнал машинисту, не вызывая отключения выпрямителей.
169
Защита от обратных зажиганий может осуществляться обычными автоматами обратного тока в анодных цепях вентилей. В связи Ф большими габаритными размерами на новейших электровозах автоматы не применяются, а используется «сеточная защита», точнее, защита «запиранием вентилей». В этом случае в анодные цепи вентилей включаются реле обратного тока, которые срабатывают при обратном зажигании вентилей.
Развитие процесса при обратном зажигании и действие сеточной защиты поясняются на рис. 127. Обратное зажигание, как правило;
возникает в момент окончания коммутации, когда ток в вентиле (вентиль 1 на рис. 127, а) падает до нуля и между его катодом и анодом появляется обратное напряжение, равное для схемы с нулевым выводом удвоенному мгновенному напряжению фазы трансформатора. При этом в цепй вентиля 1 возникает ток обратного знака, который во времени развивается по тому же закону, что и в период перекрытия.
Процесс коммутации и последующий процесс обратного зажигания в схеме с нулевым выводом удобно представить как результат наложения трех токов, изменяющихся во времени согласно рис. 127, а. Здесь
^(l-cos^)=lzx(l
— cos o)Z)
170
и ток в контуре двух вентилей
<з = у Ix С1 ~cos — У 1вГ'’
тогда в начальный момент, при ш/ = О
1 .
<з — 2
а следовательно,
= z'e^ и /2 = О,
что соответствует началу процесса коммутации.
Коммутация заканчивается при <s>t = у, когда
h — iB — у Ix (1 — cos у) = 0.
При этом
4 = у М1 — COST)-
Во время обратного зажигания при токи 1г и г2 продолжают изменяться по тому же закону, что и во время перекрытия. Здесь становится отрицательным, a i2 превышает величину выпрямленного тока ie, но сохраняется равенство
z'i -|-12
В случае полного сглаживания выпрямленного тока (Хв = сю), когда iB = Ie
h = /в —у/Л(1—coso)#)
и
i2 = /л(1 — cos (»/).
Развитие токов в вентилях в данном случае показано на рис. 127, б тонкими линиями. Здесь амплитуда обратного тока достигает величины 1Х— 1е или, при малой нагрузке, может быть близка к т. е. около тяговой подстанции, где] X = Хт,
А
может достигать 10 4- 15-кратной величины по отношению к номинальной нагрузке всех вентилей одной фазы. При параллельной работе нескольких вентилей кратность соответственно возрастает. Вентили другой фазы нагружаются током прямого направления, который, однако, распределяется между всеми параллельными вентилями.
При отсутствии активных потерь в цепи обратный ток падает до нуля в конце следующего, положительного для вентиля 1 полупериода. Продолжительность обратного горения равна л — 2у.
171
Для осуществления защиты необходимо, чтобы реле обратного тока выключило цепь зажигания вентилей в начале второго полупериода, причем должно быть обеспечено быстрое гашение дуги на контактах реле или применена схема, в которой реле замыкает накоротко цепь зажигания, чтобы в пределах второго полупериода возможность зажигания вентилей была исключена.
В действительности, при Хе =# о©, во время обратного зажигания происходит падение выпрямленного тока ie, причем уменьшение тока каждого вентиля составляет половину снижения вы прямленного тока, поскольку в их выражение входят составляю-i.
Щие
На рис. 127,6 кривые Ц и иллюстрируют развитие токов вентилей при изменяющемся выпрямленном токе ie, который, вследствие запаздывания гашения магнитного потока может изменить направление, т. е. может иметь толчок в генераторном направлении.
В этом случае амплитуда обратного тока возрастает, а толчок тока в вентилях другой фазы уменьшается, причем эти вентили «потухают» несколько раньше. Обратный ток по времени затягивается, так как через вентиль, давший обратное зажигание, замыкается цепь генераторного тока тяговых двигателей.
Таким образом, обратное зажигание сопровождается коротким замыканием тяговых двигателей совместно со сглаживающим реактором, который замедляет развитие процесса короткого замыкания. Однако это влияние реактора может быть недостаточным. Действительно, падение выпрямленного тока во время перекрытия и обратного зажигания равно
die
du>t Хв ’
или за время развития обратного зажигания 2-
Af2z = 2^ = 4^. л в
Так как
Хв = 0’42Й иА^ = /г-/-
то
Хе 0,42^ .
Следовательно,
— 9
7 в
172
Если при номинальной нагрузке часового режима k„o =
.. f- . р. г*
= и,5 —0,6, то .—
* в
5 4-6, т. е., если гашение поля в течение
периода незначительно, то обратный ток может достичь 54- 6-крат-ной величины, сильно утяжеляя процесс обратного зажигания. Поэтому при «сеточной» защите должно быть обеспечено достаточно быстрое гашение поля тяговых двигателей электровоза.
При шунтировании обмоток возбуждения двигателей активным сопротивлением, которое служит для ответвления переменной составляющей выпрямленного тока, гашение поля происходит под действием напряжения на зажимах шунта, через который протекает большая часть генераторного тока. Этот шунт, как указывалось выше, может иметь десятикратную по сравнению с обмоткой возбуждения величину сопротивления, что обеспечивает достаточно эффективное гашение поля. Тяжелее этот процесс должен развиваться при работе двигателей с ослабленным полем, когда шунт имеет малое сопротивление.
С точки зрения смягчения толчка генераторного тока особенно выгоден сглаживающий реактор со стальным сердечником, перемагничивание которого в области малых насыщений и больших величин индуктивного сопротивления замедляется.
Следует иметь в виду, что обратные зажигания представляют опасность не только для самих вентилей, но и для трансформатора электровоза, который подвергается динамическому воздействию при коротком замыкании, а также для тяговых двигателей.
ГЛАВА VI
ЭЛЕКТРИЧЕСКОЕ ТОРМОЖЕНИЕ
§ 1. РЕОСТАТНОЕ ТОРМОЖЕНИ1
Для реостатного торможения на электровозах со статическими преобразователями может быть использована любая из схем, применяемых на электровозах постоянного тока, как с самовозбуждением, так и с независимым возбуждением тяговых двигателей.
В последнем случае питание обмоток возбуждения тяговых двигателей можно осуществить от выпрямителя. Для этого целесооб-
разно обмотки возбуждения всех двигателей соединить последовательной использовать низшие ступени выпрямленного напряжения. Такая система удобна, если реостатное торможение применяется для подтормаживания поезда на уклонах в узком диапазоне скоростей. При этом достаточно ограничиться регулированием возбуждения, а якорь каждого двигателя вклю-
Рис. 128 чить на самостоятельное тормозное
сопротивление. Упрощенная схема реостатного торможения этого типа представлена на рис. 128.
К известным недостаткам реостатного торможения на электровозах переменного тока добавляется еще необходимость установки тормозных сопротивлений, которые на электровозах постоянного тока комбинируются с пусковыми.
§ 2. РЕКУПЕРАТИВНОЕ ТОРМОЖЕНИЕ
Осуществление рекуперативного торможения на выпрямительных электровозах связано с преобразованием постоянного тока тяговых двигателей, работающих генераторами, в переменный ток, т. е. с инверторным режимом работы выпрямителя.
Как известно, инверторный режим может быть получен соответствующим изменением угла зажигания вентилей.
При рассмотрении процесса регулирования напряжения в двухвентильной схеме по рис. 1 было выяснено, что от начала полупериода и до момента зажигания вентиля другой фазы, т. е. 174
при ut < р, выпрямленное напряжение имеет отрицательный знак (рис. 5. а). В этой части полупериода ток протекает под воздействием э. д. с. самоиндукции Le против э. д. с. трансформатора и, следовательно, здесь имеет место передача энергии в обратном направлении—из цепи выпрямленного тока в сеть переменного тока. В следующей части полупериода, когда выпрямленное напряжение становится положительным, ток протекает в направлении э. д. с. трансформатора, и энергия поступает из сети переменного тока в цепь выпрямленного. Пока угол ₽ < т./2, преобладает прямое направление энергии — из сети переменного тока в цепь
Рис. 129
Рис. 130
постоянного тока. При р > гс/2, как это ясно из рис. 129,''постоянная составляющая выпрямленного напряжения имеет обратный знак, и ток, который вследствие вентильного свойства выпрямителя не может изменить своего направления, будет протекать лишь при условии, что двигатели имеют обратную, по сравнению с тяговым режимом, полярность (рис. 130) и работают в генераторном режиме.
Таким образом, для перехода на рекуперативное торможение тяговые двигатели электровоза должны быть переведены в генераторный режим при обратной полярности, а угол зажигания вентилей должен быть более 90°.
Кроме того, для обеспечения нормального процесса инвертирования угол р не должен быть больше определенной величины, при которой процесс коммутации полностью заканчивается в пределах данного полупериода — до прохождения кривой напряжения через нуль.
Действительно, в инверторном режиме выпрямленный-ток протекает против э. д. с. обмотки трансформатора и, как это ясно из рис. 130, у вентиля, не проводящего ток в данный полупериод, потенциал анода выше потенциала катода, т. е. он удерживает не обратное, а прямое напряжение, и коммутация может начаться в любой момент при отпирании сетки этого вентиля. Это, однако, имеет место только до конца полупериода. Если коммутация не закончится к концу полупериода, то начнется обратная коммутация, и в следующий полупериод ток будет протекат ь в обмотке трансфор-
17
матора согласованно с э. д. с., т. е. возникнет короткое замыкание
последовательно соединенных выпрямителей и тяговых двигателей, работающих' генераторами.
Для тока коммутации в инверторном режиме справедливы
выражения (57) и (65). Отличие заключается только в том, что угол р>т/2 и, если при тяговом режиме с увеличением
= ~~ sin о;/ увеличивается, т.
е. процесс коммутации уско-
или
COSfo'= 1
ряется, то при инверторном режиме уу падает, т. е. процесс коммутации постепенно замедляется (рис. 131).
Для тока трансформатора справедливы выражения (58) и (66), а для окончания коммутации справедливы выражения (59) и (68).
Условием нормального протекания инверторного режима является
₽ + тО и предельный угол зажигания равен
Ро = it —• ус-
Из выражения (58)
2 ~ (188)
-2-^-, (189)
* X
т. е. угол перекрытия при предельных условиях равен углу перекрытия в тяговом режиме, когда отсутствует сеточное регулирование. Этот результат можно было ожидать, так как в инверторном режиме во время коммутации тот же процесс развивается в обратном порядке.
Режим работы выпрямителя с углом регулирования р0 и перекрытия *[о наиболее выгоден по величине коэффициента мощности электровоза, пульсации выпрямленного тока, а также индуктивному влиянию на линии связи. Однако создать такой режим полностью невозможно, а приближение к нему связано с некоторыми трудностями.
Так же как при тяговом режиме, угол перекрытия зависит от нагрузки выпрямителя и величины индуктивности цепи переменного тока X, т. е. от расстояния между электровозом 176
и подстанцией. Поэтому угол 0 должен быть выбран минимальным, исходя из предельного условия р = 0О == — у0, для наибольшей возможной нагрузки и наибольшего значения X. Необходимо также учитывать возможность параллельной работы, например, двух электровозов в инверторном режиме, при которой угол 7 еще более увеличивается, так как приведенное значение для одного электровоза удваивается. Однако выбранный таким образом угол 0О будет мал, a д0 излишне велик для нормальных условий работы. Коммутация в этих условиях будет заканчиваться с большим запасом по углу, и выпрямитель будет работать далеко не в оптимальном режиме.
Для устранения этого недостатка необходимо автоматическое регулирование угла р таким образом, чтобы при любых условиях выпрямитель электровоза работал в режиме, близком к предельному с некоторым минимальным углом запаса-, необходимым для деионизации вентилей и восстановления запирающего действия сеток.
Осуществление такого регулирования является одной из главных задач в проблеме рекуперативного торможения на электровозах со статическими преобразователями.
Недостатки рекуперативного торможения при постоянном угле Р несколько смягчаются введением автоматического регулирования его в зависимости от выпрямленного тока. Однако при этом изменение индуктивного сопротивления сети и влияние параллельно работающих электровозов остается не учтенным, что заставляет сохранять большой запас го углу перекрытия.
Эффективнее совместное регулирование по току нагрузки и напряжению на пантографе. Такой способ с достаточной точностью позволяет автоматически поддерживать постоянным угол запаса при работе одного электровоза на участке питания. Однако этот способ не учитывает различное влияние на форму кривой напряжения сети других электровозов, работающих в тяговом или инверторном режиме.
Совокупность влияний всех факторов учитывает, например, способ регулирования угла 0 в зависимости от величины обратных пиков выпрямленного напряжения, которые возникают после окончания перекрытия, когда 0+ (см. рис. 131). Эти пики отсутствуют в идеальном случае 0 + у == -г, имеют малую величину при малом угле запаса и резко возрастают с увеличением этого угла. Обратные пики могут быть выделены посредством вентиля небольшой мощности, включенного на стороне выпрямленного напряжения в обратном направлении, как показано на рис. 132. Питание регулирующей системы может производиться или с зажимов нагрузочного сопротивления г в цепи вентиля через сглаживающий дроссель I (рис. 132, а) или с зажимов конденсатора С (рис. 132, б), заряжающегося обратными пиками. В обоих случаях ток в регулировочной цепи i будет возрастать с увеличением угла запаса и снижаться с его уменьшением, что может быть использо-
>2 Зак. 2234 177
вано для автоматического регулирования угла р, поддерживающего некоторый минимальный угол запаса и режим инвертирования вблизи оптимальных условий.
Такой способ регулирования отличается, однако, следующей особенностью. Изменение величины угла запаса и обратного пика напряжения оказывает воздействие на величину угла р только
Рис. 132
только в последующие
в последующие полупериоды,т. е. система автоматического регулирования действует замедленно, причем замедление получается тем большее, чем сильнее сглажен ток в регулировочной цепи. В известной мере этот недостаток может быть смягчен относительно слабым сглаживанием тока регулировочной цепи.Всеже эта система может реагировать на изменение режима и оказывать влияние на величину угла р
полупериоды, тогда как> изменение
режима может резко повлиять на угол перекрытия данного полупериода. Если изменение режима вызывает резкое уменьшение угла
перекрытия, то это не представляет опасности, так как возникает избыточный угол запаса, кото-
рый в дальнейшем вновь регулируется на минимальную величину. Если же возможно резкое увеличение угла перекрытия, то коммутация может
Рис. 133
не завершиться к моменту прохождения напряжения через нуль, и произойдет опро-
кидывание системы.
В связи с этим рассмотрим практически возможный характер резких, скачкообразных изменений угла перекрытия.
Прежде всего необходимо отметить, что процессы коммутации тока в выпрямителях электровозов, работающих в тяговом и рекуперативном режимах, не совпадают по времени. В первом случае коммутация происходит в начале каждого полупериода, а во вто-р0М_1В конце. В первом случае искажение формы кривой напряжения сети имеет вид, представленный на рис. 133, а, а во втором — на рис. 133, б.
Таким образом, процессы коммутации электровозов, работающих в тяговом и инверторном режимах, не оказывают непосредственного влияния друг на друга. Увеличение нагрузки электровозов, работающих в тяговом режиме, вызывает понижение выпрямленного напряжения на электровозе, работающем в рекуперативном режиме, а следовательно, увеличение генераторной нагрузки и увеличение
178
угла перекрытия. Но этот процесс всегда является медленным, так как связан с процессом пуска электровозов, переключением ступеней при регулировании скорости или движением поездов по переменному профилю.
Такие процессы происходят не в течение одного полупериода, а следовательно, могут контролироваться автоматическим регулированием угла р.
К быстрым процессам относится случай исчезновения нагрузки тягового режима при выключении и особенно при срабатывании защиты на электровозах. Но в этом случае выпрямленное напряжение на инвертирующем электровозе повышается, что неопасно, так как вызывает уменьшение генераторного тока и угла перекрытия
Если на линии появляется второй инвертирующий электровоз, то угол перекрытия у первого возрастает, как и при параллельной работе электровозов в тяговом режиме, но этот процесс также является медленным. Внезапное же выключение второго инвертирующего электровоза^ вызывает на первом уменьшение угла перекрытия и, следовательно, является неопасным.
Таким образом, несколько замедленная реакция описанной системы автоматического регулирования не является существенны.., недостатком.
Возможно также применение комбинированной системы регулирования по величине обратных пиков напряжения и по току нагрузки. Тогда регулирование по току ускорит реакцию системы на изменение нагрузки, что может быть использовано для приближения равновесного значения ; к тс, т. е. для уменьшения угла запаса.
Выше процессы при инверторном режиме рассматривались в предположении полного сглаживания выпрямленного тока, для которого справедливы выражения (188) и (189), причем было отмечено подобие процессу выпрямления с тем отличием, что угол перекрытия у для выпрямления отсчитывался от «7= 0, а у0 для инвертирования от wf = к в обратном направлении.
Нетрудно видеть, что и при пульсирующем выпрямленном токе имеется такое же подобие.
Рассмотрим условие предельной коммутации в этом случае.
При одиночном горении вентилей напряжение на зажимах инвертора ив равно
ив = — UM sin «7 + L .
При «7 = it, когда
UM sin«t = О,
а
die _ в
<И~Т+Ьв’
Ue,
I2A
179
т. е. уже имеет положительное значение и, следовательно, процесс коммутации должен закончиться раньше.
Для предельного режима в конце перекрытия
=0 = — UM sin (₽о + То)—
UM sin (₽0+ уо)— Ue
и L + L*
откуда
4 sin ф0 + Yo) = Щ,, Й.
или
sin (Ро + То) — ’ (190)
Таким образом, перекрытие при инверторном режиме должно заканчиваться раньше, чем напряжение на токоприемнике электровоза проходит через нуль на угол ~— (Po + Yo)-Если этот угол обозначить (Зг, то
UM'
(191)
Рис. 135
т. е. рг равен углу запаздывания начала коммутации в случае тягового режима согласно выражению (78).
На рис. 134 графически поясняется необходимость упреждения коммутации в инверторном режиме.
Для инверторного режима остаются справедливыми вы-и„ I, ражения jy-, и т. д., '-'во *х если в них уголр=рг рассматривать как угол от момента окончания коммутации до = тг, а угол а = аг — от на-\ чала коммутации до <о/ = w (см.
рис. 134).
Следовательно, для инверторного режима при регулировании на предельные условия коммутации остаются в силе все найденные в §4 главы II зависимости, определяющие электромагнитную характеристику выпрямителя, коэффициент мощности и величины пульсаций выпрямленного тока.
Как указывалось выше, для осуществления инверторного режима между моментом погасания дуги в вентиле и моментом появления положительного потенциала на его аноде должен быть про-
'180
межуток времени, необходимый для деионизации вентиля. Поэтому углы зажигания аг и погасания рг (рис. 135) должны быть такими, чтобы между моментом погасания и прохождением выпрямленного напряжения через нуль имелся некоторый угол <|>— угол запаса на деионизацию вентилей.
В этом случае электромагнитная характеристика инвертора будет отличаться от характеристики выпрямителя, но может быть найдена по формулам § 4 главы II, если вместо выражения (191) или (78) применить соотношение
у и
sin.(^ —ф) = ^- (192)
Л в м
которое вытекает из условия, что для угла «>( = Р + 7 + Ф напряжение пв=0.
__________________11
Рис. 137
Если принять угол деионизации независящим от нагрузки и осуществить регулирование на постоянство угла ф, то электромагнитная характеристика инвертора будет подобна предельной, но сместится несколько вниз.
На рис. 136 в правой части условно приведены электромагнитные характеристики выпрямителя, а в левой инвертора. Здесь кривая 9 = 0 соответствует предельному режиму, а кривая ф = — const—режиму при постоянном угле запаса на деионизацию. Кривые р — const соответствуют характеристикам инвертора при постоянных углах зажигания. В последнем случае напряжение инвертора возрастает с увеличением нагрузки, так как увеличивается угол перекрытия у и угол потухания рг (см. рис. 135), а следовательно, уменьшается площадка сбратного толчка напряжения.
Внешняя характеристика выпрямителя в инверторном режиме отличается от его характеристики в тяговом режиме тем, что активные падения напряжения в выражении (123) имеют не отрицательный, а положительный знак. Если на рис. 137 кривая О представ1 ляет электромагнитную характеристику, а кривая Т — внешнюю характеристику для тягового режима, то внешняя характеристика для режима рекуперации Р будет расположена выше кривой О на разность ординат между кривыми О и Т.
181
Поскольку активные падения напряжения обычно малы, то внешняя характеристика для инверторного режима сохраняет наклон вниз. Аналогичное влияние, хотя и в меньшей степени, оказывает сопротивление сети, поскольку активные падения в сети имеют большую величину. Таким образом, режим рекуперации выпрямительными электровозами не вызывает повышения напряжения в сети выше значений его при холостом ходе, что имеет место в системе постоянного тока и часто ограничивает применение рекуперации.
Генераторный режим тяговых двигателей электровоза при рекуперации может обеспечиваться любым из известных способов, на-
пример, возбуждением их по схеме со стабилизирующими сопротивлениями Применима простейшая схема с добавочными сопротивлениями в цепи якорей тяговых двигателей согласно рис. 138. В этой схеме мощность возбудителя определяется только потерями ь обмотках возбуждения двигателей, тогда как в схеме со стабилизирующими сопротивлениями возбудителем покрывается также часть потерь в стабилизирующих сопротивлениях. Необходимо иметь в виду, что падающая характеристика инвертора требует увеличения крутизны генераторных характеристик двигателей, для чего необходимо увеличение стабилизирующих сопротивлений и соответствующее увеличение мощности возбудителя.
Вместо вращающихся машин для возбуждения тяговых двигателей могут быть применены выпрямители низкого напряжения.
Двигатели в схеме рекуперации со стабилизирующими сопротивлениями (рис. 139) получают возбуждение от выпрямителя, питаемого от выводов главной обмотки трансформатора.
Применение тяговых двигателей смешанного возбуждения значительно облегчается. На электровозах постоянного тока двигатели смешанного возбуждения вызывают ряд затруднений при переходах с одного соединения двигателей на другое. Кроме того, труднее решается вопрос питания шунтовых обмоток. Питание от сети резко ухудшает коэффициент заполнения обмоточного пространства главных полюсов, а для независимого возбуждения требуются враща-182
ющиеся машины, что снижает эффективность применения компаундных двигателей. На выпрямительных электровозах переключение двигателей при пуске и регулировании скорости отсутствует, а питание шунтовых обмоток возможно от выпрямителя. Целесообразно применение полупроводниковых выпрямителей.
Регулирование скорости при рекуперации может производиться сетками, но по тем же причинам, что и в тяговом режиме, целесообразнее регулирование ступенями трансформатора или смешанное.
Непрерывное регулирование скорости при рекуперации придает этому виду торможения большие преимущества по сравнению с электровозами постоянного тока.
Кроме автоматического регулирования угла зажигания, в проблеме рекуперации на выпрямительных электровозах важное значение имеет решение вопроса защиты от коротких замыканий, которые возникают при всяком нарушении питания цепей электровоза переменным напряжением, осуществляющим коммутацию тока в выпрямителе. Выключение тяговой подстанции, отрыв токоприемника, его поломка, выключение главного выключателя электровоза, а также неисправности в схеме управления вентилями в данном случае приводят не к исчезновению тока в цепи двигателей, а к прекращению коммутации и короткому замыканию тяговых двигателей через обмотку трансформатора и вентили, пропускавшие ток в момент нарушения режима.
Поэтому условием эксплуатационной пригодности рекуперации на выпрямительных электровозах является полная надежность защиты от коротких замыканий этого вида.
В этом отношении благоприятна схема с добавочными сопротивлениями в цепи якорей тяговых двигателей (см. рис. 138), ограничивающими величину тока короткого замыкания независимо от быстроты гашения поля двигателей.
ГЛАВА VII
СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ
§ 1. СХЕМЫ С ИНДИВИДУАЛЬНЫМИ КОНТАКТОРАМИ
При ступенчатом регулировании напряжения на стороне вторичной обмотки трансформатора могут быть применены все известные разновидности схем управления индивидуальными контакторами и групповыми контроллерами электровозов переменного тока с коллекторными двигателями.
Рис. 140
Управление индивидуальными контакторами требует сложной системы блокирования контакторов между собой, так как неправильная очередность их действия может вызывать короткое замыкание секций трансформатора. Например, в схеме управления рис. 140, предназначенной для схемы регулирования рис. 96, при перестановке контроллера управления с позиции 1 на позицию 2 контактор 1 должен разомкнуться, прежде чем замкнется контактор 3, так как при их совместном включении замыкается накоротко секция трансформатора. Эта последовательность должна быть соблюдена при всех переходах со ступени на ступень как в прямом, так и в обратном направлении.
Электр'опневматические контакторы обычно имеют меньшее время выключения, чем включения. Поэтому нормально необходимая последовательность обеспечивается собственным временем действия 184
контакторов. Однако в эксплуатации возможны неисправности — нсвыключение отдельных контакторов из-за сварки контактов или замедленное выключение контакторов при загустевании смазки в цилиндре привода, которые могут вызвать нарушение последовательности действия контакторов.
Опасность короткого замыкания секций трансформатора устраняется системой блокировок по схеме рис. 141, где в цепь вентиля каждого контактора введены блокировки всех остальных контакторов, соединенных с тем же концом переходного реактора. Это, однако, не устраняет опасности включения переходного реактора на
7 Ъ 5 i 3 2 1 О
V7J
tt-/ ftJ tt?
tv tt3 tt5
Рис. 141
напряжение двух или нескольких секций трансформатора, что получается, например, при одновременном замыкании контакторов 1 и 4, 1 и 6 и т. д. Поэтому необходимо в цепь вентиля каждого контактора ввести блокировки всех остальных контакторов, кроме двух смежных. Ясно, что при большом количестве контакторов (20 и более), требующемся для регулирования на магистральных электровозах, подобная система практически неприемлема из-за чрезмерно большого количества блок-контактов. Возможны другие схемы блокирования, из числа которых наиболее удачное решение дает схема рис. 142. В этой схеме в цепи вентилей контакторов, соединенных с одним концом переходного реактора, имеются общие блокировки всех этих контакторов, а поэтому очередной контактор может включиться только тогда, когда остальные выключены. При включении контактора цепь прерывается собственной блокировкой, но другими его блокировками вентиль переключается на обходную цепь. Таким образом исключается возможность короткого замыкания секций трансформатора, а для защиты переходного реактора от включения на повышенное напряжение предусматривается реле напряжения PH, которое включается на зажимы реактора и при повышенном напряжении размыкает цепи управления. Такая схема при любом количестве контакторов требует установки на каждом из них трех блок-контактов.
185
Однако и это количество блокировок все же велико. Кроме того, схема рис. 142, как и другие известные схемы прямого управления индивидуальными контакторами посредстеом контроллера машиниста, не устраняет возможности разрыва силовой цепи при быстром переключении контроллера на несколько позиций, что всегда имеет место в эксплуатации при переходах на низшие ступени напряжения и при повторных включениях. Этот недостаток является существенным, так как после разрыва силовой цепи происходит ударное включение тяговых двигателей под напряжение выпрямителей, что вызывает нарушение коммутации.
В этом отношении совершеннее схема управления с промежуточным групповым контроллером управления, примененная на электровозах серии НО.
Принцип действия1 группового контроллера управления поясняется схемой рис. 143, составленной применительно к силовой схеме рис. 98. Цепи управления вентилей контакторов в этой схеме замыкаются в необходимой последовательности кулачковым валом группового контроллера управления ГК, который приводится во вращение небольшим электродвигателем СМ через червячную передачу. Вращение кулачкового вала ГК контролируется системой блокировок контакторов, замыкающих цепь электромагнита анкерной защелки АЗ храповика, установленного на валу ГК-
На 1-й позиции ГК замкнуты цепи вентилей контакторов первой ступени 1, 2, 3 и 4. После включения этих контакторов их блокировками замыкается цепь катушки анкерной защелки АЗ, удерживающей вал ГК на первой позиции при включенном электродвигателе СМ. Защелка поворачивается против часовой стрелки и ее зуб а выходит из впадины храповика, а зуб б опускается во впадину. При этом двигатель СМ переводит вал ГК в промежуточное положение между 1-й и 2-й позициями.
В этом положении защелка АЗ удерживает вал до тех пор, пока не выключится контактор 1, цепь вентиля которого в промежуточном положении прерывается кулачковым контактом ГК- Когда 186
контактор / выключается, он своей блокировкой прерывает цепь катушки АЗ и защелка пружиной возвращается в исходное положение, пропуская вал ГК на 2-ю позицию, на которой замыкается цепь вентиля контактора 5.
Дальнейшее движение вала на промежуточную позицию между 2-й и 3-й позициями происходит после включения контактора 5
Рис. ИЗ
который своей блокировкой вновь замыкает цепь катушки ЛЗ. Далее переходы с позиции на позицию происходят в том же порядке.
Таким образом, электромагнитная анкерная защелка с системой блокировок обеспечивает необходимую очередность выключения и включения контакторов независимо от их собственного времени действия, придавая системе свойства групповой.
Для обратного направления вращения ГК предусматривается вторая защелка, взаимодействующая с другим храповиком, имеющим обратный наклон зубьев. При обратном ходе ГК реверсируется электродвигатель СМ и катушка защелки обратного хода включается в цепь блокировок вместо первой.
Управление производится контроллером машиниста, имеющим положения для ручного пуска, на которых посредством промежуточных реле может производиться переключение ГК по отдельным позициям, и положения для автоматического пуска с определенной выдержкой- времени на каждой позиции.
187
§ 2. ГРУППОВЫЕ СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ
Для регулирования переключением ступеней трансформатора существенные преимущества имеют групповые системы управления. Выполнение группового контроллера облегчается однообразием коммутационных операций при переключении ступеней. Вместе с тем групповой контроллер надежно обеспечивает правильную последовательность переключений.
К числу групповых относится система управления французских выпрямительных электровозов фирмы Шнейдер — Вестингауз, на которых применено регулирование на стороне высокого напряжения по схеме рис. 106 при непосредственном управлении механической передачей от штурвала к переключателю ступеней.
Переключатель на этих электровозах состоит из плоской контактной панели, контакты которой соединены с выводами регулировочной обмотки трансформатора. Переключение осуществляется роликовыми контактами, укрепленными на каретках, движущихся поступательно вдоль контактной дорожки.
Ролики электрически соединены с дугогасящими контакторами. С помощью специального механизма контактные ролики перемещаются поочередно, причем переключение контакторов производится в последовательности, обеспечивающей переход роликов с одной контактной пластины на другую без разрыва уока (см. рис. 108).
Переключатель укреплен на баке трансформатора и снабжен ручным штурвальным приводом для непосредственного управления. Переход на одну ступень происходит при повороте штурвала на один оборот. В промежуточных положениях при повороте штурвала на 180° включается промежуточная ступень с переходным сопротивлением в цепи. Промежуточные ступени могут использоваться при тяжелых пусках на пределе по сцеплению для уменьшения толчков пускового тока.
Такая система управления не может быть признана совершенной. Хотя для вращения штурвала не требуется больших усилий, но необходимость вращения штурвала на 20 оборотов при каждом пуске и каждом выключении все же утяжеляет работу машиниста. Кроме того, эта система не пригодна для управления электровозами по системе многих единиц.
Переключатель подобного типа может быть снабжен электродвигателем для дистанционного управления.
Для регулирования на стороне низкого напряжения целесообразно применение группового контроллера с кулачковыми контак торами.
В схемах ступенчатого регулирования с переходными реакторами (см. рис. 93, 96, 98) все контакторы группового контроллера могут быть выполнены простейшей конструкции без дугогашения при условии включения на концах каждого реактора по одному дугогасящему контактору, которые должны при всех переходах раз-188
мыкать цепи под нагрузкой. Привод к групповому контроллеру может быть электропневматическим многопозиционным или моторным.
Из числа известных многопозиционных электропневматических приводов возможно применение кривошипного привода с тремя
(рис. 144, а), или четырьмя (рис. 144, б) цилиндрами и распределением сжатого воздуха посредством золотника или электропнев-
матических вентилей. Возможно также использование привода проф. Решетова, применяемого на моторных вагонах.
Однако для вращения вала группового контроллера в оба направления необходима установка двух приводов согласно рис. 145,а.
Один из возможных вариантов схемы управления показан на рис. 145, б. Здесь ручной пуск осуществляется переключением вен-
189
тилей Bl и В2 при качании рукоятки контроллера машиниста между положениями 4 и 5. В положении 6 происходит автоматический пуск, так как вентили переключаются блок-контактами «чет» и «нечет» самого группового контроллера. Положения 2 и 3 служат для ручного переключения ступеней в сторону понижения напряжения, а положение 1 дает автоматическое переключение ступеней в ту же сторону.
Для выдержки времени на ступенях при пуске могут быть применены реле времени или известные системы автоматического пуска с токовым реле. Для обеспечения возможности пуска электровоза с полным использованием сцепного веса необходимо регулирование уставки реле.
Можно ограничиться одной уставкой реле на величину тока тяговых двигателей, которая еще не может вызвать боксования при худших условиях сцепления. Такое реле будет прекращать автоматическое переключение ступеней, когда ток в двигателях достигает опасной по боксованию электровоза величины. Дальнейший пуск должен производиться переключением ступеней вручную на положениях 4 и 5.
Из моторных Приводов возможно применение привода с так называемым мальтийским крестом (рис. 146), который обеспечивает точность фиксации вала группового контроллера на позициях. При простой зубчатой или червячной передаче высокая точность фиксации достигается остановкой приводного электродвигателя коротким замыканием его якоря.
§ 3. СХЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ ВЕНТИЛЯМИ И РЕГУЛИРОВАНИЯ УГЛА ЗАЖИГАНИЯ
Схема управления вентилями зависит от типа вентилей (экситрон или игнитрон), способа регулирования выпрямленного напряжения и вида силовой схемы электровоза.
190
Для экситронов должно быть обеспечено зажигание дуги при пуске и постоянное питание анодов вс буждения во время работы выпрямителя. Зажигание производится или подвижным электродом 1 (рис. 147, а), который соленоидным приводом 2 кратковре-
Рис. 147
менно погружается в ртуть катода и, разрывая цепь при выходе из ртути, образует дугу, или струйным устройством (рис. 147, б),
создающим струю ртути из катода вытеснением ее через отверстие 0 подвижным стальным сердечником 1, втягиваемым катушкой соленоида 2. Струя замыкает цепь на вспомогательный анодЗ. Применяются также зажигатели в виде постоянно погруженного в ртуть электрода, на котором возникает дуга при замыкании через него тока большой величины (рис. 147, в) или зажигатели в виде мостика ртути, образующегося в щели керамической трубки, установленной в катоде (рис. 148).
Для поддержания катодного пятна
Рис. 149
Рис. 148
в каждом вентиле (экситроне) предусматривается или один анод возбуждения с питанием его постоянным током через выпрямитель, обычно селеновый (рис. 149, а), или два анода с питанием их переменным током (рис. 149, б), или три анода с питанием от источника трехфазного тока.
191
При отсутствии сеточного регулирования ртутные вентили могут не иметь сеток, но обычно сетки применяются для ускорения процесса деионизации и понижения потенциала зажигания главного анода. В этом случае целесообразно питать сетки синусоидальным напряжением, фаза которого установлена так, что при отрицательном напряжении на главном аноде иа сетка имеет отрицательный потенциал по отношению к катоду ест (рис. 150) и получает положительный потенциал несколько раньше анода
При сеточном регулировании на сетки вентилей подается постоянный отрицательный потенциал есм (рис. 151), на который накладывается переменная составляющая ест, от так называемого
Рис. 152
сеточного трансформатора. При регулировании фазы переменной составляющей изменяется угол зажигания вентиля а.
Устойчивость угла зажигания в данном положении системы регулирования зависит от крутизны кривой переменной состав-de ляющей сеточного напряжения. При малой величине - ,ст- угол au>t зажигания а сильнее изменяется с изменением потенциала зажигания е3, т.е. пусковой характеристики вентиля е3=[(иа) (рис. 152), которая зависит от температуры и нагрузки вентиля. Если кривые 1 и 2 соответствуют предельным положениям пусковой характеристики, то при малой крутизне нарастания потенциала 192
сетки угол а может изменяться в пределах аг и а2. Достаточная de
стабильность угла зажигания обеспечивается при = 20 4-
-т- 40 ?вольт/градус.
Рис. 153
Любая крутизна сеточного напряжения может быть получена соответствующим увеличением синусоидальной переменной со-
ставляющей, но крутизне чрезмерные эффективные значения синусоидального напряжения(до 1000-J-1500 в). Поэтому при сеточном регулировании, если требуется стабильность угла зажигания, применяются особые схемы питания се-
20 -т- 40 вольт/градус соответствуют
ток несинусоидальным напряжением с больши-
ми значениями —Лт-при dwt г
относительной малой амплитуде и эффективном значении.
Возможно применение сеточных трансформаторов с насыщенным
сердечником, так называемых пик-трансформаторов. При достаточно большом омическом сопротивлении г (рис. 153, а) в первичной обмотке пик-трансформатора протекает синусоидальный ток, но магнитный поток изменяется по величине и направлению только в зоне
прохождения тока через нулевое значение, благодаря чему во вторичной обмотке наводится э. д. с. пикообразной формы (рис. 153, б). Импульсы напряжения накладываются на постоянный отрицательный потенциал.
К сеткам напряжение подводится через омические сопротивления, ограничивающие сеточный ток. Обычно для питания сеток
13 Зак. 2234
193
вентилей двух фаз’вторичная обмотка сеточного трансформатора выполняется со средним выводом по схеме рис. 154, а или для использования импульсов напряжения обоих направлений, вторичная обмотка присоединяется к цепям сеток и катодам через селеновые выпрямители по схеме рис. 154, б.
Для повышения крутизны пика сердечник пик-трансформатора изготовляется из пермаллоя — специальной стали с высокой начальной магнитной проницаемостью и резко выраженным насыщением. Если кривая намагничивания сердечника имеет вид, изображенный на рис. 155, а, то пик напряжения принимает форму, представленную на рис. 155, б.
Вместо активного сопротивления в цепи первичной обмотки пик-трансформатора может быть введено индуктивное сопротивление х (рис .156). В этом случае пик напряже-
ния будет возникать при прохождении питающего напряжения через максимум, тогда как при омическом сопротивлении пик появляется при прохождении напряжения через нуль. Это обстоятельство должно учитываться при выборе пределов регулирования напряжения по фазе в соответствии с необходимыми пределами регулирования угла зажигания а.
Обычно вместо отдельного индуктивного сопротивления сам пик-трансформатор выполняется с искусственно увеличенным индуктивным сопротивлением рассеяния по схеме рис. 157, а. Магнитный поток трансформатора Ф изменяется по синусоиде, но вследствие насыщения сердечника вторичной обмотки основная его часть замыкается через магнитный шунт. Изменение магнитного потока в сердечнике вторичной обмотки происходит в области прохожде-
194
ния потока через нуль (рис. 157, б). Для увеличения крутизны пика сердечник вторичной обмотки выполняется из пермаллоя.
Преимущество схем с индуктивным сопротивлением состоит
в том, что реактивная
составляющая тока первичной цепи может быть компенсирована емкостью С (см. рис. 156 и 157, а) и мощность, потребляемая системой сеточного регулирования, резко уменьшена.
Применяются схемы с так называемым пик-дрссселем Dp (рис. 158, а). В этом случае для питания сеток используется ис-
каженное напряжение на зажимах омического сопротивления г. Если дроссель имеет начальный участок кривой намагничивания в интервале значений тока от—iH до -|- iH, то при токах в цепи по абсолютному значению больших iK его индуктивное сопротивление мало и напряжение на сопротивлении г практичес
ки равно линейному. При изменении тока от— /н до +'iH индуктивное сопротивление дросселя велико и значительная доля линейного напряжения приходится на него. В результате ток в цепи и падение напряжения на сопротивлении г приобретают форму, изображенную на рис. 158, б, т. е. напряжение резко возрастает в моменты насыщения дросселя.
13Д
195
Такая форма сеточного напряжения имеет преимущество в том отношении, что потенциал сетки после возникновения дуги в вентиле остается положительным значительную часть полупериода, что уменьшает распыление материала сетки.
Регулирование угла зажигания может производиться различными способами. Простейшим по принципу является регулирование посредством фазорегулятора (рис. 159). Однако такой способ требует питания фазорегулятора трехфазным током, что на электровозе однофазного тока вызывает затруднения.
| I I Кроме того, механическое перемещение ро-L-LJ тора фазорегулятора, непригодно в тех
Рис. 159
Рис. 160
случаях, когда регулирование должно быть быстрым и должно происходить в функции напряжения или тока какой-либо цепи.
При питании однофазным током удобнее регулирование по фазе посредством моста рис. 160. Схема питается от вторичной обмотки промежуточного трансформатора, имеющей вывод из середины.
Для питания сеточных цепей — сеточного трансформатора, пик-трансформатора или схемы с пик-дросселем — используются зажимы ОС. В одно из плеч АС включается регулируемое омическое сопротивление /?, во второе плечо ВС емкость (Хс) или индуктивное сопротивление.
При регулировании величины сопротивления К напряжение Оос на зажимах ОС сдвигается по фазе, причем мало изменяется по величине, если мощность, потребляемая сеточными цепями, мала и ток в диагонали моста мал по сравнению с токами в его плечах. Схема позволяет регулировать угол зажигания почти на 180°
Сопротивление 7? может быть или встроено в контроллер машиниста и для плавного регулирования угла зажигания выполнено со скользящим контактом, или может выключаться ступенями посредством контактов контроллера. Применимы схемы с различными комбинациями включения секций этого сопротивления для лучшего использования их и сокращения числа контактов контроллера. Такой способ регулирования позволяет легко осуществить управление электровозами по системе многих единиц.
196
Возможно регулирование угла зажигания подмагничиванием пик-трансформатора или пик-дросселя постоянным током. Если, например, пик-трансформатор по схеме рис. 157, а выполнить с дополнительной обмоткой для подмагничивания постоянным током, то м. д. с. этой обмотки сместит моменты прохождения магнитного потока трансформатора через нулевое значение (рис. 161) и вызовет
соответствующее смещение угла зажигания.
Пределы регулирования угла в этом случае ограничены падением крутизны пика при подмагничивании. Возможно расширение пределов регулирования включени-
ем в цепь первичной обмотки пик-трансформатора насыщенного дросселя, который искажает первичной ток, придавая ему треугольную форму вместо синусоидальной. Пределы регулирования удваиваются, если используется подмагничивание в обоих направлениях. При регулировании подмагничиванием один пик-трансформатор не может быть использован для питания вентилей противоположных фаз выпрямителя, так кг
Рис. 161
сдвиг по фазе на 180° между
пиками противоположного направления в этом случае нарушается (см. рис. 161).
Управление игнитронами отличается тем, что зажигание вспомогательной дуги производится перед-каждым положительным полупериодом. Для зажигания служит частично погруженный в ртуть катода специальный электрод — «зажигатель» из полупроводникового материала (карборунда или карбида бора). Для возбуждения дуги через зажигатель пропускается кратковременный импульс тока. Возникшая при прохождении импульса тока дуга поддерживается вспомогательным анодом и служит дугой возбуждения для главного анода. Во время отрицательного полупериода дуга на вспомогательном аноде погасает. Отсутствие катодного пятна в игнитроне при обратном напряжении на вентиле повышает его устойчивость к обратным зажиганиям.
Схема управления игнитронами состоит из схемы питания зажи-гателей, схемы питания вспомогательных анодов и схемы питания
сеток.
Для управления зажигателями применяются различные схемы, в которых импульс тока получается за счет разряда конденсатора через тиратрон, управляемый сеткой. Однако тиратронно-конден-саторные схемы на электровозах не нашли применения, так как необходимо предварительное нагревание катодов тиратронов, что создает неудобства, задерживая восстановление рабочего режима при всяком, хотя бы кратковременном, выключении цепей управления выпрямителей. От этого недостатка свободны электромаг-
197
нитные схемы по типу рис. 162. Здесь от трансформатора зажигания ТЗ через дроссель Dp происходит заряд конденсатора С. Одновременно возрастает ток в цепи дросселя насыщения Ьн , который резко насыщается при определенном значении тока и через него происходит кратковременный разряд конденсатора на зажи-гатель вентиля. Возникшая на зажигателе дуга перебрасывается на вспомогательный анод, питаемый синусоидальным током от трансформатора ТВ через токоограничивающее сопротивление R.
Рис. 162
Если регулирование угла зажигания вентилей не применяется, то пик тока на зажигатель подается в конце отрицательного полупериода напряжения на вентиле. Горение вспомогательного анода обеспечивается смещением напряжения Ue трансформатора ТВ в направлении опережения на некоторый угол <рв посредством емкости Се и сопротивления Re . Сетки вентилей питаются от сеточного трансформатора ТС, напряжение которого также сдвинуто по фазе в направлении опережения.
Регулирование угла зажигания может производиться соответствующим изменением момента прохождения пика тока через за-жигатели, например, регулированием по фазе напряжения трансформатора ТЗ. При регулировании угла в широких пределах необходимо совместное смещение по фазе напряжения зажигателей, вспомогательных анодов и сеток.
Если требуется высокая точность моментов зажигания вентилей, «отпирание» их целесообразнее производить сетками с некоторым 198
запаздыванием по отношению к моменту срабатывания зажигателен и возникновению дуги на вспомогательных анодах. В этом случае для питания сеток может быть применена одна из рассмотренных выше схем с пик-трансформатором или пик-дросселем.
§ 4. СХЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ ПРИ КОМБИНИРОВАННОМ РЕГУЛИРОВАНИИ
Как отмечалось выше, сеточное регулирование выпрямленного напряжения может применяться в сочетании с регулированием ступенями трансформатора. Построение схемы управления при комбинированном регулировании зависит от способа, принятого для регулирования ступеней трансформатора, и угла зажигания вентилей.
Рис 163
Например, для силовой схемы рис. 111 при регулировании угла зажигания вентилей фазорегулятором схема управления может быть выполнена по рис. 163. Здесь фазорегулятор встроен в контроллер машиниста и ротор его поворачивается совместно с главным барабаном.
В положении 180° включаются контакторы 1 и 2, но вентили остаются запертыми. Далее, по мере поворота вала контроллера к положению 0°, происходит регулирование угла зажигания до нуля. При переводе вала контроллера в положение 90° включается цепь катушки реле ПР, которое одновременно размыкает цепь питания сеток и вентилей контакторов 1 и 2.
Последние выключаются без разрыва тока, поскольку фазовые вентили к моменту их размыкания запираются сетками. Контакторы 1 и 2 своими блокировками замыкают цепи вентилей контак-199
торов 3 и 4, которые при включении переключают сетки на другие выводы фазорегулятора, смещенные на 90° в направлении запаздывания по отношению с первым. Этим достигается переход без изменения величины выпрямленного напряжения, которое при дальнейшем повороте вала контроллера к положению 0° доводится до полной величины.
Если применяется схема регулирования угла зажигания мостом по рис. 160, то переход может быть выполнен так же, но изменение угла зажигания при переходе должно осуществляться введением fe плечо моста активного сопротивления, соответствующего углу смещения зажигания 90°.
Преимущество схемы с фазорегулятором состоит в полной плавности регулирования выпрямленного напряжения.
рис. 164
Однако при этом требуется установка фазорегуляторов в каждом контроллере электровоза, а также весьма затрудняется управление по системе многих единиц. При использовании фазорегулирующей мостовой схемы затруднено осуществление совершенно плавного регулирования, но легко достигается регулирование с произвольно' большим числом ступеней, причем с любой их разбивкой в диапазоне регулирования.
Переключение ступеней одного общего моста может производиться контроллерами обеих кабин электровоза, а также легко осуществляется одновременное переключение ступеней на двух электровозах при работе по системе многих единиц.
Отмеченные недостатки схемы с фазорегулятором устраняются установкой на электровозе одного фазорегулятора с моторным приводом для дистанционного управления подобно тому, как это применяется при управлении групповыми контроллерами.
.200
Подобная система управления удобна для схем рис. 116—118, где на каждой ступени угол зажигания регулируемых вентилей должен изменяться от 180 до 0°. В этом случае возможно осуществление системы управления по рис. 164, подобной известной системе с коллекторным регулятором, примененной на некоторых электровозах с коллекторными двигателями.
Фазорегулятор ФР в такой системе должен поворачиваться электродвигателем. По окончании регулирования на одной ступени групповым контроллером ГК производится переключение вентилей и цепей их сеточного управления. При дальнейшем вращении фазорегулятора вновь регулируется угол зажигания.
Как отмечалось выше (см. стр. 163), сеточное регулирование может быть использовано также для дробления относительно больших ступеней напряжения в схемах ступенчатого регулирования по рис. 96 и 98.
В этом случае целесообразно применение схемы моста для регулирования угла зажигания с переключением плеча активного сопротивления контакторами или реле, которые при переключении ступеней трансформатора индивидуальными контакторами должны быть введены в общую последовательность коммутационных операций. При переходе на следующую ступень введением соответствующих сопротивлений в плечо моста может устанавливаться необходимый для снижения толчка выпрямленного напряжения угол зажигания с последующим его изменением до полного открытия выпрямителей несколькими ступенями.
При групповой системе ступени сеточного регулирования должны быть введены в развертку группового контроллера, что, однако, нежелательно, так как вызовет излишнее увеличение диаметров кулачковых шайб вала контроллера и увеличение собственного времени вращения вала, т. е. продолжительности повторных включений при движении электровоза. Может быть осуществлено регулирование угла посредством второго группового контроллера с фазорегулятором или контакторами для переключения ступеней моста при взаимно сблокированной очередности действия двух контроллеров. Однако подобная система вызовет значительное усложнение схемы управления, которая при одном групповом контроллере очень проста.
Целесообразнее применить независимое сеточное регулирование напряжения выпрямителя при трогании электровоза с места в тяжелых условиях (см. стр. 165).
ГЛАВА VIII
ОСНОВНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ ЭЛЕКТРОВОЗОВ
§ 1. ГЛАВНЫЕ ВЫКЛЮЧАТЕЛИ
Главные выключатели применяются для служебных выключений трансформатора, которые обычно производятся перед опу-
сканием пантографа при отключенных тяговых двигателях и вспомогательных машинах. Но основное его назначение — размыкание первичной цепи при коротких замыканиях в силовых цепях электровоза.
Главные выключатели устанавливаются на электровозах не всегда. В США они не применяются. Короткие
оВВижной контаит
ИЗОЛНруЮЩий материал
Сжатый Возду* для Включения
замыкания на стороне выпрямленного напряжения и обратные зажигания в выпрямителях ликвидируются выключением зажигания или запиранием сеток вентилей. Защита от коротких замыканий в трансформаторе, которые происходят очень редко .осуществляется короткозамыкателем, заземляющим токоприемники. После выключения короткого замыкания фидерными выключателями тяговых подстанций на аварийном электровозе автоматически опускается пантограф, что
предотвращает повторное короткое замыкание сети при включении под-
Рис. 165 станций.
В европейских странах электровозы снабжаются главными выключателями. На электровозах переменного тока современной конструкции, в том числе и на выпрямитель-
ных электровозах, применявшиеся ранее масляные выключатели уступили место взрывобезопасным воздушным выключателям.
В воздушном выключателе, принцип действия которого поясняется рис. 165, размыкание контактов и гашение дуги производятся сжатым воздухом. При выключении сжатый воздух через электромагнитный клапан подается в верхнюю камеру и поршень переме-
202
щается вниз, размыкая контакты. Возникшая дуга выдувается и гасится струей сжатого воздуха.
Для стационарных установок воздушные выключатели не всегда целесообразны, так как требуют специальной компрессорной уста-
новки для питания сжатым воздухом. На электровозах используется сжатый воздух из главных резервуаров при давлении 7 4--н9 атм.
Электровозные выключатели выполняются на напряжение до 25 кв при токе нагрузки до 400 а и на разрывную мощность до 250 мгва при собственном времени выключения 0,035 4- 0,060 сек.
На рис. 166 приведена конструкция электровозного выключателя на 20 кв и разрывную мощность ЮОл^гва, разработанного ВЭИ для опытных электровозов серии НО.
Выключатель монтируется в крыше электровоза и одновременно является проходным изолятором ввода цепи 20 кв в кузов к трансформатору. Напряжение от токоприемников подводится к колпаку 1 выключателя, соединенному с неподвижным контактом 2. Изолятор 3 устанавливается в отверстии крыши электровоза и крепится фланцем 4. Подвижный контакт укреплен на штоке 5, снабженном поршнем 6. Под действием пружины 7 шток поднимается вверх и подвижный контакт замыкается на неподвижный. Выключатель снабжен электромагнитом с токовой катушкой, включенной в цепь выключателя. При превышении тока уставки якорь электромагнита открывает клапан, через который сжатый воздух поступает в камеру выключателя, и отбра-
сывает шток и упор 8 вниз до бу-
ферных шайб. При этом конусный конец штока раздвигает сегментный замок 9, который запирает шток в опущенном положении. Перемещение упора передается сигнальной штангой 11 на блокиро-
203
вочные контакты выключателя. Дуга выдувается через отверстие в неподвижном контакте и гасится струей сжатого воздуха.
Включение выключателя производится поворотом изоляционной штанги 10, которая отпирает замок и освобождает шток. Для дистанционного включения выключатель снабжен электромагнитным приводом, воздействующим на штангу.
На рис. 167 приведен внешний вид, а на рис. 168 — схема электровозного воздушного выключателя, изготовляемого фирмой ВВС.
Выключатель монти
руется на крыше электровоза, над отверстием, так, что нижняя его часть, содержащая устройства управления выключателем, находится в кузове. Высоковольтная часть состоит из собственно выключателя, контакты которого размещены внутри горизонтального изолятора 1, установленного на изоляторе 2, и поворотного разъединителя 3. Выключение производится подачей сжатого воздуха из резервуара 4 через клапан 5 и канал в изоляторе 2 в камеру выключателя. Сжатым воздухом полый подвижный контакт 6 отбрасывается влево и дуга выдувается в гасительную камеру 7. После гашения дуги подвижный контакт вновь замыкается пружиной на неподвижный контакт 8, но к этому моменту цепь прерывается разъединителем, подвижные’контакты которого поворачиваются в горизонтальной плоскости совместно с поворотным изолятором. Включение производится замыканием разъединителя.
Механизм управления выключателем состоит из двух электромагнитных вентилей: выключения 10 и включения 11, главного клапана 5 с поршнем 12, клапана замедленного действия 13, пневматического привода разъединителя 14 и блок-контактов 15.
При срабатывании выключающего вентиля 10 сжатый воздух поступает в поршневую камеру главного клапана, который открывается, пропуская воздух из резервуара 4 в камеру контактов.
Одновременно воздух через клапан замедленного' действия 13-подается в привод разъединителя. После выключения разъединителя вентиль выключения закрывается кулачком валика 16. При срабатывании включающего вентиля сжатый воздух подается с другой стороны поршня привода разъединителя, который при этом 204
замыкается. Включающий вентиль после замыкания разъединителя закрывается вторым кулачком валика 16.
Для переменного тока 25 кв 50 гц номинальный ток выключателя 400 а, разрывная мощность 250 мгва при собственном времени выключения 0,035 сек.
Разрывная мощность главного выключателя электровоза выбирается по мощности короткого замыкания контактной сети. Выключатель должен разомкнуть цепь при самых тяжелых условиях короткого замыкания. Такие условия возникают при коротком замыкании вблизи тяговой подстанции как при консольном питании, так и при параллельной работе двух смежных подстанций, посколь.
Рис. 168
ку с удалением электровоза от тяговой подстанции сопротивление сети резко ограничивает величину токов короткого замыкания.
Для особо грузонапряженных железных дорог мощность тяговых подстанций может достигать 60 мгва и более, а мощность короткого замыкания 300—500 мгва. Для подобных условий выключение короткого замыкания электровозным главным выключателем нежелательно, так как для этого требуется дальнейшее увеличение его разрывной мощности. Однако возможно использование электровозных выключателей с разрывной мощностью, соответствующей уставке защиты тяговой подстанции, с применением реле, блокирующего выключатель электровоза, когда ток короткого замыкания превышает ток уставки защиты подстанции. В этом случае для самых мощных систем энергоснабжения железных дорог защита обеспечивается при разрывной мощности выключателей электровозов 150—200 мгва.
205
§ 2. ТРАНСФОРМАТОРЫ
В довоенные годы наряду с масляными трансформаторами для электровозов применялись сухие трансформаторы с принудительным воздушным охлаждением.
В настоящее время применяются исключительно масляные трансформаторы; иногда вместо трансформаторного масла используются синтетические изоляционные негорючие жидкости.
Электровозные трансформаторы отличаются от стационарных повышенной прочностью креплений и повышенными тепловыми нагрузками в сочетании с усиленным охлаждением. Как правило,
применяется интенсивная принудительная циркуляция масла посредством центробежного насоса, причем специальными экранами масло направляется в каналы между катушками обмоток. Таким образом исключается застой масла в каналах и резко уменьшается перепад температур между медью обмоток и циркулирующим цас-лом. Благодаря достаточно большой производительности насоса и высокой скорости циркуляции одновременно до минимума снижается перепад температур масла на выходе и входе в бак трансформатора.
Интенсивное охлаждение позволяет повышать плотности тока в обмотках до 4,5—5,0 а/мл?. Высокие нагрузки меди обмоток, применение холоднокатаной стали с повышенной магнитной проницаемостью и низкими удельными потерями, а также общая компактная конструкция с минимальным объемом окружающего масла, не участвующего в циркуляции, обеспечивают необходимое для электровозов снижение веса и габаритных размеров трансформатора, 206
Масло охлаждается в отдельных или пристроенных к баку трансформатора трубчатых маслоохладителях. Предпочтительнее конструкция второго типа, в которой трансформатор с маслоохладителем представляет единый блок, имеющий короткие маслопроводы с минимальным числом стыков, нения.
требующих надежного уплот-
Рис. 171
На рис. 169, а приведена типичная схема охлаждения трансформатора. Нагретое масло засасывается насосом 1 из верхней части бака трансформатора и подается в маслоохладитель 2, из которого поступает в нижнюю часть бака и далее изоляционным экраном 3 направляется через каналы между катушками обмоток трансформатора. В некоторых конструкциях при броневом типе сердечника применяется горизонтальная установка последнего с минимальными зазорами до стенок бака (рис. 169, б). В этой конструкции сердечник разделяет бак на две камеры ней в верхнюю камеру через каналы между дисковыми катушками обмоток трансформатора.
Для циркуляции масла применяются центробежные насосы с асинхронными короткозамкнутыми двигателями. Во избежание потерь масла через сальник применяются вертикальные насосы, расположенные на уровне масла в баке или расширителе транс-207
и масло направляется из ниж-
форматора, так что сальник работает без напора масла (рис. 169, а). Применяются мотор-насосы с встроенным двигателем, работающим в масле. При типовой мощности трансформаторов 30004-5 000 ква производительность насосов составляет 3004-600 л!мин.
В систему охлаждения включается струйное реле, которое исключает возможность работы электровоза с нагрузкой при отсутствии циркуляции масла в трансформаторе.
Маслоохладитель обдувается или отдельным мотор-вентилятором, или применяется совместная вентиляция с охладителями выпрямителей и другими устройствами электровоза.
Рис. 172
Рис. 173
Сердечники трансформаторов выполняются как стержневого, так и броневого типа. В трансформаторах стержневого типа обычно применяются обмотки с цилиндрическими катушками, а броневого с дисковыми.
В стержневых трансформаторах при схеме выпрямления с нулевым выводом схема обмоток выполняется так, чтобы было обеспечено равновесие н. с. первичной и вторичной обмоток на каждом стержне. Для этого каждая фаза вторичной обмотки (рис. 170, а) состоит из двух катушек, расположенных на разных стержнях и включенных между собой последовательно. Возможно также параллельное включение катушек по схеме (рис. 170, б). Для обеспечения одинаковых условий потокосцепления фаз с первичной обмоткой при размещении последней у стержней в каждую фазу включается одна катушка, расположенная ближе к первичной, и одна, расположенная дальше от первичной. В этом случае при протекании тока по фазе I диаграмма распределения продольных н. с., вызывающих потоки рассеяния, имеет вид трапеции abed на одном стержне и efgh — на другом (рис. 171), а при протекании тока по фазе II трапеций a' b' с'd' и e'f'g'h', т. е. потоки рассеяния для стержней различны, но для каждой фазы одинаковы.
Для уменьшения индуктивного сопротивления трансформатора выгоднее размещение катушек высоковольтной обмотки между катушками фаз вторичной обмотки по рис. 172. Дополнительное уменьшение потоков рассеяния получается при выполнении 208
фазовых обмоток из дисковых катушек, чередующихся по оси стержня согласно рис. 173.
Значительные трудности в схеме обмоток возникают при ступенчатом регулировании напряжения в связи с тем, что выключение из цепи отдельных секций нарушает равновесие н. с. первичной и вторичной обмоток по длине стержня и вызывает появление дополнительных радиальных потоков рассеяния. Для их уменьшения
каждая секция составляется из нескольких катушек, включенных последовательно или параллельно и размещенных в разных местах по длине стержня, причем симметрично относительно середины стержня. Одновременно благодаря этому уменьшаются динамические усилия, возникающие в обмотках при коротких замыканиях.
На рис. 174 приведена схема вторичной обмотки трансформатора стержневого типа электровоза серии НО, предназначенного для регулирования со встречносогласованным переключением фаз по типу схемы рис. 103.
На каждом стержне размещены 32 двой-
Рис. 174
ные плоские катушки,
из которых составлены две нерегулируемые полуфазы аг—Xi и а2—х2 и две регулируемые 0—1 и 0—5, состоящие из четырех секций каждая. Нерегулируемые полуфазы и каждая секция составлены из четырех параллельных цепей катушек, расположенных
симметрично по стержням сердечника и относительно середины каждого стержня. Вспомогательная обмотка 380 в а —• х размещена в середине стержней.
Трансформаторы для регулирования па стороне высокого напряжения выполняются или с отдельным сердечником для регулировочной обмотки, т. е. отдельным регулировочным автотрансформатором, который встраивается в общий бак с главным трансформатором, или регулировочная обмотка располагается на одном из крайних стержней по схеме рис. 106.
14 Зак. 2234
209
Применяется также сердечник броневого типа с двумя парами окон (рис. 175). Такой сердечник может быть использован при различных схемах обмоток. Возможно, например, размещение регулировочной обмотки в верхней паре окон, а главных обмоток в нижней (рис. 176, а). В этом случае регулирование происходит по схеме рис. 106. Магнитный поток верхней части сердечника Фх остается постоянным, а нижней части Ф2 при регулировании изменяется с нуля до Фь Возможно также размещение вторичной обмотки на обеих частях сердечника согласно рис. 176, б. Здесь регулирование осуществляется с изменением магнитного потока нижней части от значения — до + Ф1- Конструктивно подобный сердечник ______ выполняется с несколькими боковыми стержня-ми, распределенными вокруг среднего стержня, как это показано на рис. 177, что повышает ис- - пользование трансформаторной стали и позволя--------------ет применить цилиндрический бак при хорошем заполнении его объема. Подобная конструкция
Рис. 175 требует выполнения сердечника с радиальной шихтовкой листов стали в среднем стержне.
Трансформаторы для регулирования на стороне высокого напряжения имеют худшее использование активных материалов и соответственно больший вес.
Рис. 176
На рис. 178 приведен общий вид трансформатора с регулированием на стороне высокого напряжения игнитронного электровоза серии 12000 французских железных дорог. Вес этого трансформатора с установленным на нем переключателем ступеней составляет 12,3 т при мощности часового режима электровоза 2 640 квт. На рис. 179 показан трансформатор электровоза серии НО, предназначенный для регулирования на стороне низкого напряжения. Его вес 6,5 т, а аппаратуры регулирования около 2,0 т при мощности часового режима электровоза 2 560 квт.
210
Рис. 178
Рис. 179
14Д
211
§ 3. РЕАКТОРЫ И АНОДНЫЕ ДЕЛИТЕЛИ
Одним из существенных элементов электрооборудования выпрямительного электровоза является сглаживающий реактор. Как было выяснено выше, характеристики сглаживающего реактора оказывают большое влияние на работу тяговых двигателей и коэффициент мощности электровоза. От конструкции реактора зависят его^вес, габаритные размеры и расход активных материалов — меди и электротехнической стали.
Реактор может быть выполнен в виде катушки без стального сердечника, т. е. «воздушным» в магнитном отношении. Такой реактор имеет практически постоянную, не зависящую от нагрузки ин-
Рис. 180
Рис. 181
дуктивность, тогда как для поддержания постоянной относительной пульсации выпрямленного тока необходима гиперболическая зависимость индуктивности от постоянной составляющей тока нагрузки.
Кроме того, «воздушный» реактор вследствие большого сопротивления магнитной цепи, замыкающейся по воздуху, и малой индукции магнитного потока должен иметь катушку большого диаметра и относительно большое число витков, что приводит к значительному расходу меди. Для уменьшения расхода меди и снижения веса реактора может быть применено интенсивное охлаждение обмотки реактора с соответствующим повышением плотности тока в меди. Однако применение масляного охлаждения затруднительно, так как выпрямленный ток содержит большую переменную составляющую и магнитный поток сильно пульсирует, индуктируя вихревые токи в кожухе реактора. Помимо дополнительных потерь, вихревые токи в стенках бака могут вызывать перегрев прилегающих к ним слоев масла. Для защиты кожуха от влияния пульсаций магнитного потока необходима установка медных экранов (рис. 180), в которых благодаря малому удельному сопротивлению вихревые токи вызывают значительно меньшие потери. Однако экраны дополнительно увеличивают расход меди и ограничивают распространение магнитного потока реактора, понижая его индуктивность, что должно компенсироваться соответствующим увеличением размеров катушки реактора.
Не дает удовлетворительного решения и принудительное воздушное охлаждение реактора. В этом случае затруднительно обес-212
лечить интенсивное охлаждение катушки больших габаритов, а пульсирующий магнитный поток реактора может вызывать нагревание близлежащих стальных конструкций. Практически такой реактор необходимо снабжать магнитными экранами из пакетов электротехнической стали, что по существу является переходом к
реактору со стальным магнитопроводом.
Стальной сердечник реактора должен быть разомкнутым и иметь значительный воздушный участок магнитной цепи во избежание насыщения и чрезмерного падения индуктивности при больших токах нагруз-
ки. Возможные типы сердечников приведены на рис. 181. Стержневой и двутавровый сердечники (рис. 181, а и б) неудобны,, так как дают значительное рассеяние магнитного потока в окружаю
щее пространство, что затрудняет их установку на электровозе.
Замкнутый сердечник (рис. 181, в) свободен от этого недостатка и особенно удобен при масляном охлаждении реактора, хотя, по-видимому, потребует экранирования бака от потоков рассеяния. В развитие этой конструкции может быть предложен реактор с цилиндрическим магнитопроводом, изображенным на рис. 182, который не требует
наружная кшпушна
внутренняя натушна
вентиляционный канал
Стержвт
Рис 184.
экранирования и отличается
наиболее высоким использованием материала магнитопровода.
Представляет интерес конструкция магнитопровода, показанного на рис. 183 и состоящего из двух стержней, между которыми магнитный поток замыкается по воздуху. Обмотки двух стержней могут быть выполнены или с меньшим числом витков применительно к последовательному их соединению, или с большим числом витков при параллельном соединении. Возможно раздельное их включение в две группы двигателей. К преимуществам такой конструкции от
213
носится возможность подбора характеристики реактора за счет изменения расстояния между осями стержней I. При малом I реактор будет иметь большую начальную индуктивность Llt но насыщение его сердечников и падение индуктивности будет наступать при меньщем токе нагрузки; при большем I начальная индуктивность L2 будет меньше, но падение индуктивности с нагрузкой будет замедленным.
Подобную конструкцию сглаживающих реакторов имеют электровозы серии 12000 французских железных дорог. Четыре двигателя этого электровоза соединены параллельно, в цепь каждого включен индивидуальный реактор стержневого типа (рис. 184).
Рис. 185
Рис. 186
Обмотка реактора выполнена в виде двух концентрических катушек квадратной формы, между которыми имеется канал для принудительной вентиляции. Стержни каждых двух реакторов, расположенных параллельно, образуют двухстержневой сердечник по типу, представленному на рис. 183.
При одинаковых условиях сглаживания выпрямленного тока для номинальной нагрузки электровоза реакторы без сердечника и со стальным сердечником имеют практически одинаковый вес. Однако реакторы с сердечником обеспечивают лучшее сглаживание тока при малых нагрузках и содержат значительно меньше меди. Переходные реакторы, позволяющие переключать ступени трансформатора под нагрузкой, выполняются с замкнутым стержневым сердечником. Реакторы имеют естественное воздушное охлаждение, а иногда встраиваются в бак трансформатора.
Анодные делители применяются при параллельном включении вентилей для обеспечения зажигания всех вентилей и равномерного распределения нагрузки. При параллельном включении двух вентилей без делителя (рис. 185, а) после возникновения дуги
в одном из них, напряжение на аноде другого перестает возра-
стать и даже несколько понижается, поскольку напряжение зажигания несколько выше падения напряжения в дуге. Поэтому второй вентиль не может зажечься. В этом случае в сердечнике делителя (рис. 185, б) наводится магнитный поток, скорость воз-
d<P di d&
растания которого равна • -77, где —наклон кривой намаг-U I Ш 1Л-I
214
di
ничивания сердечника делителя и — скорость нарастания тока
в цепи вентилей при коммутации. Потоком Ф в обмотке делите-АФ
ля наводится э. д. с., равная ep = 2w - 10 а, и на аноде вто-
рого вентиля напряжение повышается до А.идг Д ер, что вызывает его зажигание. В дальнейшем делитель препятствует всякому неравномерному изменению токов в цепях двух вентилей, так как при этом возникает разница в н. с. полуобмоток реактора и магнитным потоком наводится э. д. с., препятствующая увеличению неравенства токов.
Для уменьшения индуктивного сопротивления рассеяния делителя при равномерном распределении тока между вентилями
Рис. 187 Рис. 188
полуобмотки его размещаются на обоих сердечниках с перекрестным последовательным соединением катушек по рис. 186, а или параллельным по рис. 186, б.
Для распределения тока между тремя вентилями делитель должен иметь три стержня (рис. 187). Здесь при возникновении тока в цепи одного из вентилей возбуждается магнитный поток, который замыкается через два остальных стержня, и напряжение повышается на обоих «незагоревшихся» вентилях. После зажигания второго вентиля магнитный поток в его стержне меняет направление и дополнительно увеличивает напряжение на аноде третьего вентиля.
Для деления тока между четырьмя и большим числом вентилей могут быть использованы четырех, пяти- и т. д. стержневые реакторы.
Недостатком трех- и многостержневых реакторов является невозможность распределения витков каждой ветви по всем стержням и необходимость для компенсации потоков рассеяния применения компенсационной короткозамкнутой обмотки по схеме рис. 188. При равномерном распределении тока по ветвям реактора в контуре компенсационной обмотки наводятся э. д. с., которые суммируются и вызывают компенсирующий ток. Вместе с тем эта обмотка не ухудшает выравнивающего действия реактора, поскольку урав-
215
ннтельными магнитными потоками Ф, замыкающимися через любые два стержня, в компенсационной сбмотке наводятся равные встречные э. д. с., и тока в цепи этой обмотки не возникает.
Рис. 189
§ 4. ВЫПРЯМИТЕЛИ
На выпрямительных электровозах современной конструкции применяются исключительно одпоанодные запаянные вентили.
П р е и м ущественное применение нашли игнитроны с жидкостным охлаждением, однако применяются также экситроны с воздушным охлаждением.
На электровозе устанавливается от четырех до двенадцати вентилей. Двенадцатиосные сдвоенные электровозы Пенсильванской ж. д. в США имеют двадцать четыре вентиля (игнитрона), по двенадцать в каждой секции.
Вентили обычно комплектуются в выпрямительные агрегаты по два, четыре или шесть вентилей в каждом и монтируются вместе с соответствующей вспомогательной аппаратурой.
Выпрямители являются одним из основных элементов оборудования
электровозов со статическими преобразователями, однако они занимают в кузове немного места и вес их совместно с оборудованием для охлаждения составляет всего 5—7% общего веса электрооборудования.
На рис. 189 приведен разрез игнитрона типа ИВС-200/5, разработанного ВЭИ для электровозов серии НО. Игнитрон имеет сварной корпус / с цилиндрической частью из нержавеющей стали, в который через крышку 2 введен анодный узел, состоящий из гра-
216
фнтовой анодной головки 3 и двух графитовых сеток 4 и 5. Анод изолирован от корпуса стеклянным изолятором 6 сетки укреплены на крышке посредством изоляторов 7 и для присоединения внешних цепей соединены с вводами 8. В средней части днища 9 корпуса вварен блок зажигателей 10 и подхватывающего анода //.В блоке установлено два зажигателя, из которых один является рабочим, а второй запасным. Над блоком зажигателей расположен фильтр 12, укрепленный на изоляторах 13.
Рис. 190
Цилиндрическая часть корпуса игнитрона снабжена рубашкой 14 для жидкостного охлаждения. Катод охлаждается кольцевой рубашкой 15, приваренной к днищу.
Игнитрон ИВС-200/5 имеет ток длительного режима 165 а, часового режима 200—215 а и допускает перегрузку до 300 а в течение 10 мин при выпрямленном напряжении 1 500—1 650 в в схеме выпрямления с нулевым выводом. Амплитуда тока зажигателя 12— 15 а и ток подхватывающего анода 1,5—2,0 а. Рабочая область температур охлаждающей жидкости в рубашке вентиля 25—45°, предельные значения 20—50°. Вес вентиля 40 кг. •
На электровозе НО установлены восемь игнитронов этого типа, которые смонтированы в двух агрегатах по четыре вентиля в каждом (риц. 190). В агрегате вентили 1 крепятся хомутами 2 к промежуточному каркасу 3, связанному с основным каркасом посредством амортизаторов. Хомуты изолированы от промежуточного каркаса, 217
катодные и корпусные рубашки вентилей соединены резиновыми шлангами 5 с трубами, по которым подается и отводится охлаждающая жидкость. Таким образом, корпуса вентилей изолированы от «земли».
Во избежание конденсации ртути на анодных вводах установлены нагреватели 6.
На обратной стороне каждого выпрямительного агрегата расположены панели с аппаратурой управления игнитронами. Для питания зажигателей применена электромагнитная схема по типу, представленному на рис. 162.
Рис. 191
Схема цепей управления выпрямительного агрегата приведена на рис. 191. От общего трансформатора ТЗ питаются две цепи, из которых каждая служит для зажигания двух вентилей, включенных на противоположные фазы трансформатора. Подхватывающие аноды всех четырех вентилей питаются от трансформатора ТПА, напряжение которого смещено по фазе вперед на угол 45° посредством потенциометра, состоящего из емкости Ci и сопротивлений Rr. Сетки вентилей питаются от общего трансформатора ТС. Напряжение этого трансформатора также смещено вперед посредством -потенциометра, состоящего из емкости и активного сопротивления. Для контроля работы вентилей на зажимы сеточных сопротивлений включены неоновые сигнальные лампы.
Сигнальные лампы зажигаются каждый положительный полупериод напряжения при срабатывании зажигателя и возникновении дуги на подхватывающем аноде. Неправильное действие си-218
Рис. 192
стемы зажигания видно по прерывистому свечению сигнальных ламп.
На рис. 192 приведен разрез игнитрона типа SET электровоза серии 12000 французских железных дорог. Этот игнитрон рассчитан на меньшее выпрямленное напряжение (675 в), но больший, чем игнитрон ИВС-200/5, ток, в связи с чем конструкция его несколько отличается. Он не имеет второй экранирующей сетки и снабжен ребристым охладителем на анодном стержне.
На электровозе серии 12000 установлено четыре выпрямительных агрегата с двумя игнитронами в каждом (рис. 193 и 194). На агрегатах, кроме двух игнитронов, смонтирована аппаратура управления вентилями. Здесь тоже применена электромагнитная схема питания зажигателей.
На рис. 195 приведен общий вид выпрямительного агрегата электровоза Пенсильванской ж.д., в котором установлены шесть игнитронов водяного охлаждения, аппаратура управления игнитронами и шесть анодных электромагнитных выключателей.
На рис. 196 показана группа из четырех одноанодных безна-сосных экситронов с воздушным охлаждением промышленного электровоза 6 000 в 1 500 квт часовой мощности, изготовленного фирмой AEG для рейнских угольных разработок. При выпрямленном напряжении 960 в ток часового режима вентиля 525 а в схеме выпрямления с нулевым выводом.
Для охлаждения каждый вентиль снабжен индивидуальным осевым ным в кожухе под катодом. Производительность вентилятора 35 мЧмин при противодавлении 20 мм вод. ст.
§ 5 СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ ВЫПРЯМИТЕЛЕЙ
В зависимости от конструкции вентили охлаждаются или непосредственно воздухом, или водой, которая в свою очередь охлаждается воздухом в специальном теплообменнике.
вентилятором, расположен-
219
Рис. 194
Рис. 195
Рис. 196
220
221
На большинстве выполненных электровозов применены вентили с водяным охлаждением. При низких температурах окружающего-воздуха вместо воды применяется антифриз.
Охлаждение выпрямителей, особенно на электровозе, связано с трудностями, которые вызваны низкими рабочими температурами вентилей, обусловленными вентильной прочностью. Если, например, электрические машины при изоляции класса Б допускают температуру обмоток 145°С, а с введением новых теплостойких видов изоляции и больше, то ртутные вентили при уровне напряжений, применяемых на электровозах, работают при температурах корпуса не выше 50°С. Таким образом, если при температуре окружающего воздуха 25°С перепад температур для машин составляет 120° и более, то для выпрямителей всего 25°. Поэтому для машин повышение температуры воздуха до 40° вызывает небольшое (до 105°) понижение перепада температур, а для выпрямителей перепад составит всего 10°.
Отличие состоит еще в том, что электрические машины могут работать при некотором превышении норм нагрева обмоток, хотя это и сокращает срок службы изоляции, а вентили при повышенных температурах теряют вентильную прочность и практически работать не могут.
Следовательно, расчетным режимом для системы охлажден^ выпрямителей является режим максимальной температуры окружающего воздуха и малый температурный перепад, всего около 10°С. Хотя потери в вентилях относительно невелики (1,5—5,0%), но при малом перепаде температур для отвода их требуются большие поверхности теплопередачи и большие количества охлаждающего воздуха.
Преимущество жидкостного охлаждения состоит в том, что передача тепла от корпусов вентилей воде происходит с незначительным перепадом температур, благодаря чему не требуется увеличения размеров вентилей для развития поверхности теплоотдачи. Поэтому вентили с водяным охлаждением имеют минимальные размеры.
Трудности передачи тепла при высокой окружающей температуре для системы жидкостного охлаждения переносятся в теплообменник, который выполняется в виде радиатора из тонких труб, обычно цветного металла, и ребрами охлаждения. Такой теплообменник при относительно малых габаритных размерах и весе имеет развитую поверхность охлаждения и может быть установлен в наиболее удобном с точки зрения системы вентиляции месте.
Поскольку расчетный перепад температур очень мал, воздух в теплообменнике нагревается незначительно, но количество его требуется большое. Поэтому весьма целесообразно радиаторы охлаждения включать в последовательную цепь вентиляции других устройств электровоза, особенно тяговых двигателей. На выполненных электровозах радиаторы системы охлаждения выпрямителей устанавливаются или перед вентиляторами тяговых двигателей, так, что через них засасывается весь воздух, подаваемый 222
в двигатели, или радиаторы вентилируются последовательно с теплообменником для масла трансформатора.
Одновременно системы водяного охлаждения позволяют наиболее просто осуществить предварительный подогрев вентилей до нижнего предела рабочей температуры 20<-25°С и автоматическое регулирование температуры охлаждающей воды с достаточно высокой точностью при переменной нагрузке вентилей. Сравнительно просто обеспечивается также охлаждение вентилей после выключения электровоза при отсутствии питания от сети. Для отвода тепла, выделяемого анодами, имеющими в рабочем состоянии высокую температуру — до 800°С охлаждение должно быть продолжительным, до часа и более.
Рис. 197
На рис. 197 приведена схема жидкостного охлаждения выпрямительного агрегата электровоза серии НО, состоящего из четырех вентилей-игнитронов. Вода или антифриз вертикальным центробежным насосом 1 подается из нижнего бака 2 через струйное реле 3, контролирующее действие системы охлаждения, в рубашки охлаждения катодов 4 и далее в рубашки корпусов 5 игнитронов. Из игнитронов вода поступает в верхний бак 6, откуда через открытый клапан 7 сливается по вертикальной трубе в нижний бак. По этому пути вода циркулирует, пока ее температура не достигнет уставки термосигнализатора 9 (35-у40°С), который замыкает цепь вентиля 8 электропневматического водозапорного клапана 7. При этом клапан закрывает отверстие сливной трубы, и вода через перегородку 10 поступает в радиаторы 11, вентилируемые воздухом, который засасывается через них вентилятором тяговых двигателей. Из радиаторов охлажденная вода поступает в нижний бак и насосом подается в игнитроны.
223
После некоторого понижения температуры воды термосигнализатор размыкает цепь вентиля и водозапорный клапан открывает сливную трубу.
В нижний бак встроены трубчатые нагревательные элементы, которыми вода нагревается при подготовке электровоза к работе. Нагреватели выключаются термосигнализатором при температуре воды 20°С.
Рис. 198
После остановки насоса вода стекает из верхнего бака в нижний через игнитроны в обратном направлении. Стекание воды происходит замедленно, через калиброванное отверстие в струйном реле, что обеспечивает охлаждение игнитронов после снятия нагрузки. Наклон труб в сторону стока при длительной остановке насоса обеспечивает стекание всей воды через трубку /2 малого диаметра в нижний бак. В нижнем баке, который имеет теплоизоляцию, остывание воды происходит замедленно, благодаря чему сокращается время предварительного подогрева при подготовке электровоза к выходу на линию.
Иначе выполнена система охлаждения игнитронов электровозов серии 12000 французских железных дорог (рис. 198). Здесь игнитроны 1 также охлаждаются водой или антифризом, а последние охлаждаются в радиаторах 2, которые вентилируются воздухом, засасываемым вентиляторами тяговых двигателей, но температура воды регулируется терморегулятором прямого действия. Термо-224
регулятор воздействует на золотниковый распределитель 4, которым плавно изменяется количество воды, проходящей через радиаторы и помимо них. Охлаждение вентилей при отсутствии питания от сети обеспечивается тем, что насос 3 снабжен вторым двигателем постоянного тока небольшой мощности. Этим двигателем насос приводится во вращение с половинной скоростью при питании от аккумуляторной батареи.
При низких температурах окружающего воздуха такая система уступает рассмотренной выше. Отсутствие стока воды в общий бак и большая поверхность охлаждения системы в нерабочем состоянии должны вызывать быстрое остывание воды и повышенный расход энергии на подготовку электровоза к поездной работе. Система исключает возможность работы на воде и требует применения антифриза с большим содержанием этиленгликоля, чтобы исключить замерзание жидкости при слабом течении ее через радиаторы. Кроме того, постоянное заполнение всей системы жидкостью затрудняют замену вентилей.
§ 6. ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ МАШИНЫ
Вспомогательные машины на электровозах переменного тока могут быть выполнены или в виде коллекторных электродвигателей с прямым питанием их от вспомогательной обмотки трансформатора, или электродвигателей постоянного тока с питанием от отдельного полупроводникового выпрямителя низкого напряжения.
Целесообразнее применение асинхронных короткозамкнутых электродвигателей, как наиболее простых.
Короткозамкнутые асинхронные двигатели могут быть выполнены в виде конденсаторных электродвигателей с прямым питанием или в виде нормальных трехфазных с питанием от расщепителя фаз.
Конденсаторный двигатель обычно выполняется с двухфазной обмоткой в статоре. Одна из фаз, называемая главной, присоединяется непосредственно к вспомогательной обмотке трансформатора, а в цепь второй фазы (конденсаторной) включается емкость (рис. 199, а). На рис. 199, б приведена векторная диаграмма для конденсаторного двигателя, имеющего одинаковое число витков в главной и конденсаторной фазах при сдвиге тока в фазах на угол ф == 45°. В этом режиме ток главной фазы отстает от напряжения главной фазы Ult равного напряжению сети, на угол 45°. Напряжение на емкости 0к отстает от тока в конденсаторной фазе на угол 90°.
Если величина емкости соответствует соотношению
XKI = V2U, (193)
где I — ток фазы при питании машины симметричным двухфазным напряжением, то напряжение конденсаторной фазы t/2=t/i= —U и смещено на 90°, т. е. обеспечивается симметрия фаз.
15 Зак. 2234 225
Линейный ток Д находится в фазе с напряжением сети. Мощность, потребляемая двигателем, равна VIл = У 2 UI, а мощность конденсаторов VKI2— У 2 VI равна мощности, потребляемой двигателем.
При постоянной величине емкости симметрия фаз имеет место в одной точке характеристики машины при некотором скольже-
нии, для которого в режиме симметричного двухфазного питания угол <р = 45°, если емкость выбрана в соответствии с равенством (193). При других скольжениях, для которых <р^45°, симмет
рия нарушается. Можно получить симметричный режим в двух точках круговой диаграммы —А и В (рис. 200), но для этого необходимо изменять величину емкости. Для точки А при токе Г необходима большая емкость, чем для точки В при меньшем токе Г. Симметрия может быть получена выключением части емкости.
Соответствующим выбором чисел витков главной и конденсаторной фаз можно осуществить симметричный режим и при других значениях угла <р, т. е. в двух других точках круговой диаграммы. На рис. 201 приведена векторная диаграмма для двигателя, имеющего меньшее число витков в конденсаторной фазе, чем в главной.
2 26
В этом случае симметричный режим получается при угле <р, для которого tg <р == ~ , где и w2 — числа витков главной к конденсаторной фаз. При соотношении напряжений фаз U2 = = L/j tg <р мощность, подведенная к конденсаторной фазе, равна мощности главной фазы
Р2 = cos = Ur II cos <p.
Мощность емкости UKI2 = Ur Ц
1
COS<p
больше, чем при фазахс рав-
ным числом витков, а линейный ток опережает напряжение сети на угол 90° — 2<р. На круговой диаграмме (см. рис. 200) точки А' и В' симметричного режима смещаются соответственно новому зна
чению угла ср.
При обратном соотношении чисел витков конденсаторной и главной фазы > 1 ) симметрия получается при <р^>45°, мощность емкости уменьшается, а линейный ток /л отстает от напряжения сети. На круговой диаграмме точки симметричного режима Л" и В" смещаются в обратную сторону. Таким образом при постоянном соотношении чисел витков изменением емкости невозможно обеспечить симметрию как в рабочем режиме, для которого cos ср высок, так и в пусковом, когда costp имеет низкое значение.
При работе конденсаторного двигателя в несимметричном режиме в машине возникает эллиптическое поле и неравномерность нагрузки фаз, что вызывает повышенный нагрев обмоток машины и падение вращающего момента.
Для нормальной работы конденсаторного двигателя в качестве вспомогательной машины при удовлетворительном использовании типовой мощности необходимо обеспечить симметричный режим при работе машины и достаточный вращающий момент как при пуске, так и во всем диапазоне скольжений.
Первое требование может быть легко выполнено соответствующим выбором соотношения чисел витков и емкости, необходимой для симметричного режима во время работы машины для одного, например, номинального значения напряжений сети. При колебаниях напряжения происходит смещение режима от точки круговой диаграммы, применительно к которой подобраны соотношение витков фаз и рабочая емкость, а поэтому симметрия нарушается.
Колебания напряжения должны быть учтены соответствующим запасом в мощности двигателя. Особо должна быть проверена устойчивость при минимальном напряжении. Учитывая кратковременность, симметрия при пуске необязательна, но должен быть обеспечен достаточно высокий пусковой момент.
Недостатком конденсаторных двигателей является большая величина пусковой емкости, обусловленная большой величиной пускового тока короткозамкнутых двигателей.
15Д
227
Если соотношение чисел витков в машине выбрано Из условия симметричного режима в области нормальных нагрузок, то при пуске симметрия заведомо не обеспечивается, что ухудшает пусковые свойства. »
Наиболее благоприятные результаты получаются для короткозамкнутых двигателей повышенного скольжения, которые имеют высокий пусковой момент и более высокий cos ср короткого замыкания, менее отличающийся от cos<p нормальной нагрузки.
Схема включения конденсаторного двигателя приведена на рис. 202. Контактором 1 двигатель включается на сеть, одновременно замыкается контактор 2, включающий пусковую емкость. По окон
чании пуска пусковая емкость выключается контактором 2. Выключение пусковой емкости может производиться автоматически под контролем реле времени или, лучше, реле тока 3 в цепи главной фазы, в которой ток резко падает при малых скольжениях.
Количество конденсаторов может быть сокращено использованием одной и той же пусковой емкости при поочередном пуске двух или нескольких машин (рис. 203).
Пусковой момент конденсаторного двигателя возможно повысить без дополнительного увеличения пусковой емкости, переключением числа витков в фазах при пуске и рабочем режиме. Например, если в качестве конденсаторного двигателя используется нормальный трехфазный двигатель при включении двух фаз последовательно на сеть (главная фаза) и одной последовательно с емкостью (конденсаторная’фаза) по схеме (рис. 204, а), то при пуске в конденсаторную цепь могут быть включены две фазы, а в главную—одна, как показано на схеме рис. 204, б.
В первом случае при нормальной нагрузке соотношение напряжений фаз для симметричного режима = ~-0,58 и
(71 О
1/3
cos <р = j-— 0,87 (рис. 204, а). Если подведенная мощность фазы
22 8
двигателя Р, то токи в фазах равны 7Х = ^3 _Р и _ 2Р т. е. ток конденсаторной фазы больше тока главной фазывУЗ раз. „ 2 УЗ- 1Г
Напряжение на емкости 1)к = —----c/j и величина емкости равна
г. 1 _
'к
-5Г /з 2 .
и>лА- к a>U I
Рис. 204
Во втором случае, в режиме симметричного пуска = 1,73; cos<p = 0,5 (рис/204,6).
Рп
Л = 2 4, /2 = 2-*-^ -4, u = 2t/',. 1Л 3 и{
где Р„ — подведенная мощность фазы двигателя при
с = И. 3
... ^3 ..
или, учитывая, что U\ = —=- U-
«J
с = уз О)В'?
= УЗ =
U1
пуске.
229
Такая схема переключения имеет то преимущество, что cos <р симметричного режима различен для рабочей ступени и пусковой. В первом случае он достаточно высок и лежит в области нормальных значений cos <р короткозамкнутых асинхронных двигателей небольшой мощности, а во втором случае wwwyy имеет пониженное значение, близкое к вели
Рис. 205
чине cos <р короткого замыкания для двигателей повышенного скольжения. Это позволяет обеспечить условия, близкие к симметрии как в рабочем режиме, так и при пуске.
Кроме того, благодаря повышенному напряжению конденсаторной фазы и на зажимах емкости для пуска требуется меньшая емкость, чем в ^схемах без переключения числа витков в s_______ фазах двигателя.
~J 1\ЛЛЛЛЛ/\/Т Необходимо иметь в виду, что так Н Р как (71 < (71, то на пусковой ступени в
I Y цепь должно быть введено сопротивле-
t'V, ние Для гашения избыточного напряже-
г-4 г ния. Это сопротивление может быть V выбрано так, чтобы при пуске напряже-
< ние было несколько больше номиналь-
S ного для дополнительного повышения
пускового момента.
____________1 Расщепитель фаз для питания вспо-I могательных машин выполняется по из-
вестной схеме (рис. 205), применявшейся Рис- 207 на электровозах с асинхронными тяго-
выми двигателями для главного преобразователя. Возможно выполнение расщепителя с трехфазной обмоткой по рис. 206, без присоединения генераторной обмотки к средней точке трансформатора.
Применяются расщепители асинхронного типа с короткозамкнутой обмоткой ротора и расщепители синхронного типа с возбуж-230
дением постоянным током и демпферной клеткой малого сопротивления, которая улучшает гашение инверсного поля и уменьшает несимметрию напряжений фаз расщепителя при нагрузке.
Преимущество асинхронного расщепителя состоит в простоте
пуска. Применяются пусковые схемы со смещением напряжения на фазах посредством сопротивления или емкости. На рис. 207 приведена схема, в которой припуске питание одной фазы производится через емкость, а другой через активное сопротивление. Синхронный расщепитель при малом сопротивлении демпферной клетки имев! очень низкий пусковой момент и нуждается в пуске другим, например, коллекторным двигателем переменного тока, который в дальнейшем может быть использован в качестве генератора постоянного тока низкого напряжения при возбуждении его постоянным юком. Синхронный расщепитель стабильнее в отношении симметрии напряжений при изменении нагрузки и обеспечивает высокий cost? нагрузки собственных нужд электровоза, но требует относительно сложной схемы пуска. Асинхронный расщепитель сильнее подвержен искажению симметрии фаз при нагрузке. Этол недостаток не имеет существенного значения при постоянной нагрузке, так как искажение может быть компенсировано соответствующим выбором обратной несимметрии напряжений при холостом ходе по рис. 207. При двух значениях нагрузки, например, работе одних мотор-вентиляторов и работе их одновременно с мо-тор-компрессорами несимметрия холостого хода может быть выбрана применительно к средней нагрузке, что обеспечит умеренную несимметрию в обоих случаях. Труднее обеспечить удовлетворительные условия для работы малых двигателей насосов и других, когда расщепитель не нагружен основными вспомогательными двигателями.
Большая асимметрия холостого хода вызывает еще большую неравномерность нагрузки фаз малых машин.
Возможно применение специальных реакторов и выравнивающих трансформаторов для поддержания симметрии напряжений расщепителя при разных нагрузках, но эти способы вызывают общее падение трехфазного напряжения под нагрузкой.
Целесообразнее компенсировать несимметрию расщепителя фаз посредством несимметричного включения емкостной нагрузки, что обеспечивает одновременно некоторое повышение cos<p расщепителя,’ или выполнять малые машины конденсаторными.
ГЛАВА IX
ВЫПОЛНЕННЫЕ ЭЛЕКТРОВОЗЫ СО СТАТИЧЕСКИМИ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯМИ
§ 1. ПЕРВЫЕ ОПЫТНЫЕ ЭЛЕКТРОВОЗЫ
Как упоминалось выше, первые опытные электровозы переменного тока промышленной частоты со статическими преобразователями (ртутными выпрямителями) были построены еще в довоенные годы.
В СССР в 1939 г. заводом «Динамо» имени Кирова был построен шестиосный электровоз переменного тока 50 гц 20 000 в типа ОР мощностью часового режима 2000 квт. Электр'овоз предназначался для экспериментальной проверки новой системы и был выполнен на базе механической части (тележек) и тяговых двигателей электровоза постоянного тока серии ВЛ 19 с использованием конструктивных модификаций стационарного электрооборудования.
Основное электрооборудование электровоза состояло из двух токоприемников с опорными изоляторами на 20 000 в; однофазного масляного выключателя с электропневматическим приводом для дистанционного включения; главного трансформатора с естественным воздушно-масляным охлаждением, в бак которого был встроен также вспомогательный трансформатор для питания вспомогательных машин; 12-анодного ртутного выпрямителя насосного типа с водяным охлаждением и сеточным регулированием; сглаживающего реактора и 6 тяговых двигателей постоянного тока типа ДПЭ-340 часовой мощностью по 340 квт, 1 500 в, 250 а.
Вспомогательное оборудование электровоза состояло из двух мотор-компрессоров, двух мотор-вентиляторов для вентиляции тяговых двигателей, радиаторной установки из 8 радиаторов автомобильного типа для охлаждения воды в циркуляционной системе охлаждения выпрямителя с отдельным мотор-вентилятором, который одновременно вентилировал сглаживающий реактор. Циркуляция воды в системе охлаждения выпрямителя осуществлялась двумя центробежными насосами.
Все вспомогательные двигатели были выполнены трехфазными асинхронными с короткозамкнутыми роторами. Питание двигателей осуществлялось от синхронного расщепителя фаз с несимметричным треугольником напряжений при холостом ходе. На валу расще-232
пителя фаз был установлен генератор постоянного тока 50 в для питания цепей управления, сигнализации и освещения электровоза, служивший одновременно возбудителем для самого расщепителя. Генератор использовался также в качестве пускового двигателя расщепителя при питании от аккумуляторной батареи. Для ускорения процесса пуска и уменьшения разряда батареи расщепитель одновременно включался на вспомогательный трансформатор по схеме двухфазного асинхронного двигателя с омическим сопротивлением в цепи одной фазы и индуктивным в другой. Весь процесс пуска в синхронизации был автоматизирован.
Рис. 208
Выпрямление переменного тока для питания тяговых двигателей осуществлялось по схеме с нулевым выводом (рис. 208) при регулировании выпрямленного напряжения сетками. Для улучшения коэффициента мощности при регулировании два анода выпрямителя использовались в качестве буферных вентилей и присоединялись к средней точке вторичной обмотки трансформатора через делитель тока 6. Остальные аноды были включены по пять параллельно на фазу через пятистержневые делители тока 4 и 5.
Регулирование осуществлялось двумя ступенями. Сначала фазовые аноды включались контакторами 7 и 9 на промежуточные выводы вторичной обмотки трансформатора, и плавным регулированием сетками производился пуск на первой ступени. При этом выпрямленное напряжение достигало 750 в. Переход на вторую ступень производился с предварительным запиранием фазовых анодов сетками и переключением их без тока на полное напряжение фаз трансформатора. После включения контакторов 8 и 10 сетки
233
фазовых анодов вновь отпирались при угле регулирования около 90е, так что к тяговым двигателям вновь подводилось напряжение 750 в. Практически угол регулирования при переходе был несколько больше 90° (100—110°) и выпрямленное напряжение соответственно ниже 750 в, что обеспечивало меньший толчок тока при повторном включении двигателей. После перехода выпрямленное напряжение плавно повышалось до 1 500 в. На этом регулирование заканчивалось, ослабления поля тяговых двигателей на этом электровозе не имелось.
Управление сетками осуществлялось посредством пик-трансформаторов, напряжение которых накладывалось на постоянное отрицательное напряжение смещения. Угол зажигания изменялся встроенным в контроллер машиниста фазорегулятором, от обмотки ротора которого питались пик-трансформаторы, а статор питался грехфазным напряжением от расщепителя фаз.
Статорная обмотка фазорегулятора включалась барабаном реверсивной рукоятки при ее постановке в одно из рабочих положений. Ротор фазорегулятора поворачивался штурвалом через червячную передачу. В начале поворота происходило включение контакторов 7 и 9, далее пики напряжения пик-трансформаторов входили в зону положительного полупериода анодного напряжения и начиналось повышение выпрямленного напряжения с нуля. После поворота ротора фазорегулятора на 180° замыкалась цепь промежуточного реле, которое прерывало цепь питания пик-трансформаторов, выключало вентили контакторов 7 и 9 и подготовляло цепи питания вентилей контакторов 8 и 10. Замыкание этих цепей производилось блокировками контакторов 7 и 9. При включении контакторов 8 и 10 их блокировками замыкалась цепь питания пик-гр ансформаторов от других выводов ротора фазорегулятора, смещенных по фазе относительно первых на угол около 100°. Дальнейшим вращением ротора фазорегулятора выпрямленное напряжение повышалось до 1 500 в.
Защита силовой цепи электровоза обеспечивалась масляным выключателем 3, который выключался при срабатывании реле максимального тока МР и прерывал цепь между токоприемниками 1 и 2 и первичной обмоткой трансформатора. Тяговые двигатели защищались быстродействующим реле постоянного тока 11 и реле перегрузки РП, установленными на отключателях тяговых двигателей ОМ.
Быстродействующее реле при срабатывании прерывало цепь пик-трансформаторов, а реле перегрузки размыкали цепь удерживающей катушки быстродействующего реле.
На электровозе ОР была применена циркуляционная система водяного охлаждения выпрямителя с регулированием подачи воды посредством терморегулятора прямого действия. Охлаждение ртутного насоса выпрямителя осуществлялось посредством отдельной системы охлаждения с компрессорной холодильной установкой производительностью 700 ккал/ч.
234
Для предохранения уплотнений анодов и катода от влияния тряски при движении электровоза и при буферных ударах корпус выпрямителя был установлен на пружинах и связан с основанием фрикционными аппаратами, гасившими собственные колебания системы. Возможность расплескивания ртути устранялась особой решеткой, помещаемой в катодной чашке.
Электровоз прошел испытания на опытном кольце, которые показали работоспособность системы] и высокие тяговые свойства,
обусловленные постоянным параллельным соединением двигателей и плавным регулированием скорости при пуске. Одновременно выявились существенные недо
статки насосного выпрямителя при эксплуатации на электровозе.
В те же годы в Германии для опытного участка Хеллентальской ж. д., электрифицированного на переменном токе 50 гц 20000в, фирмами ВВС и AEG было построено по одному электровозу с выпрямителями. Оба электровоза были четырехосными со сцепным весом 80 m и имели мощность 2 000н-2 240 квт. По
электрооборудованию они
несколько отличались между собой. Электровоз фирмы ВВС был оборудован многоанодным насосным выпрямителем с водяным охлаждением. Сетки выпрямителя не использовались для
регулирования, а служили только для защиты от коротких замыканий и обратных зажиганий. Регулирование напряжения осуществлялось переключением ступеней трансформатора на стороне высокого напряжения. Десять главных анодов выпрямителя (рис. ?09) были включены по пять параллельно на фазу через общий пятистержневой реактор с компенсационной обмоткой по схеме, аналогичной рис. 188. Для сглаживания пульсаций в цепь выпрямленного тока был введен сглаживающий реактор со стальным сердечником и циркуляционным масляным охлаждением. Четыре тяговых двигателя электровоза были включены по два последовательно в две параллельные цепи.
Схемой предусматривалось реостатное торможение при работе тяговых двигателей каждой параллельной цепи на самостоятельное
тормозное сопротивление.
Для питания вспомогательных цепей регулировочная обмотка
235
трансформатора имела вывод низкого напряжения, кроме того, выпрямитель имел два вспомогательных анода, которые были включены на дополнительную обмотку трансформатора. Эта дополнительная выпрямительная схема служила для питания вспомогательных цепей постоянного тока.
Для охлаждения воды выпрямителя и масла трансформатора и реакторов служили радиаторы, через которые происходил забор воздуха вентиляторами тяговых двигателей. Нагретая в рубашке выпрямителя вода охлаждалась в двух группах радиаторов, включенных параллельно, и подавалась в выпрямитель центробежным насосом. Регулирование температуры производилось смесительным клапаном, управляемым терморегулятором. Подогрев выпрямителя осуществлялся в режиме короткого замыкания.
Электровоз фирмы AEG был также оборудован многоанодным насосным выпрямителем, но от электровоза фирмы ВВС отличался более сложной системой регулирования скорости.
Десятианодные выпрямители регулировались сетками по пятивентильной схеме. Тяговые двигатели были объединены по два параллельно в две группы, которые могли соединяться последовательно или параллельно между собой и, кроме того, было предусмотрено ослабление поля тяговых двигателей шунтированием обмоток возбуждения.
Трогание электровоза с места производилось при последовательном соединении групп двигателей. Сначала совместно с буферными работали аноды первой ступени напряжения при регулировании угла зажигания от 180 до 0°. Далее начинали работать аноды второй ступени с' постепенным уменьшением угла регулирования. После полного открытия анодов второй ступени производилось ослабление поля двигателей, которое сопровождалось предварительным понижением выпрямленного напряжения сетками и последующим плавным повышением. На этом заканчивалось регулирование при последовательном соединении групп двигателей и после переключения их в параллельное соединение ступени регулирования повторялись в той же последовательности.
Схема электровоза предусматривала реостатное торможение при независимом возбуждении тяговых двигателей от ртутного выпрямителя.
Электровозы Хеллентальского участка также подтвердили работоспособность системы, но немецкие специалисты признали результаты их испытаний неудовлетворительными ввиду недостаточной надежности насосных выпрямителей для эксплуатации на электровозах.
§ 2. ОПЫТНЫЙ ЭЛЕКТРОВОЗ ПКО-1
После Великой Отечественной войны работы по созданию электровозов переменного тока в СССР были возобновлены проектированием и постройкой опытного промышленного электровоза переменного тока 50 гц 6 000 в небольшой мощности с безнасосным 236
ртутным выпрямителем воздушного охлаждения. Электровоз предназначался для работы на железных дорогах узкой колеи (750 лои) торфопредприятий и был выполнен в виде четырехосной машины со сцепным весом 28 т и тяговыми двигателями общей мощностью часового режима 240 квт.
Этот электровоз был построен Новочеркасским электровозостроительным заводом в 1952 г. совместно с заводом «Динамо», участвовавшем в разработке проекта электровоза и изготовлении электрооборудования, Всесоюзным электротехническим институтом, разработавшим и изготовившим ртутный выпрямитель, и Московским трансформаторным заводом, построившим трансформатор и реакторы.
Рис. 210
Электровоз оборудован одним пантографом, от которого напряжение сети подводится к трансформатору через воздушный выключатель.
Трансформатор имеет естественное воздушно-масляное охлаждение и выполнен с одним сердечником, на котором расположены первичная обмотка 6 000 в, вторичная для питания тяговых двигателей иерез выпрямитель и вспомогательная 220 в.
Схема силовой цепи рис. 210 сходна со схемой электровоза типа ОР. Регулирование напряжения осуществляется сетками по трехвентильной схеме. Шесть анодов выпрямителя распределены по два на фазу и два используются в качестве буферных. Фазовые аноды имеют две ступени включения: первую на половину напряжения фаз трансформатора и вторую на полное напряжение фаз. В первом случае при полном открытии сеток выпрямленное напряжение равно 300 в, во втором 600 в. Переключение анодов производится двух-237
полюсными электромагнитными контакторами КВ1 и КВ2. Тяговые двигатели имеют номинальное напряжение на коллекторе 300 в и соединены по два последовательно в две параллельные цепи. Для сглаживания пульсаций выпрямленного тока применен реактор со стальным сердечником и естественным воздушным охлаждением обмотки. Последняя состоит из двух частей, каждая из которых включена в одну параллельную цепь тяговых двигателей.
Нормально тяговые двигатели не перегруппировываются и пуск электровоза происходит при соединении двигателей в две параллельные цепи. Однако схемой предусмотрена возможность переключения двигателей на последовательное соединение, которое осуществляется групповым переключателем с кулачковыми контакторами ПП1, ПП2 и ППЗ.
Групповой переключатель имеет электропневматический привод для дистанционного управления, действующий от отдельных кнопок управления при обесточенной силовой цепи.
Последовательное соединение предназначено для маневровой работы, а также может использоваться при движении с низкой скоростью, чтобы избежать длительной работы электровоза на ступенях сеточного регулирования с пониженным коэффициентом мощности. Кроме того, это положение группового переключателя используется для аварийного режима работы электровоза с отключенной группой двигателей. Отключение неисправной группы двигателей производится одним из двухполюсных переключателей ОМ1-2 или ОМЗ-4, одновременно замыкающим участок последовательной цепи, из которого выключена группа двигателей. При этом оставшаяся в цепи группа двигателей работает при последовательном соединении обмоток сглаживающего реактора, что предотвращает увеличение пульсации выпрямленного тока вследствие выключения одной параллельной цепи двигателей.
Кроме регулирования скорости изменением выпрямленного напряжения, электровоз имеет одну дополнительную ступень скорости при ослаблении поля тяговых двигателей до 50% шунтированием обмоток возбуждения. Переход на ступень ослабленного поля сопровождается предварительным понижением напряжения сетками с последующим повышением его до полной величины.
Сеточное регулирование напряжения на этом электровозе выполнено по схеме моста рис. 160, причем плечо омического сопротивления регулируется кулачковым контроллером машиниста. Имеется 19 ступеней регулирования при включении выпрямителя на промежуточные выводы фаз трансформатора и 13 при включении на концевые выводы.
Вспомогательные машины электровоза — два мотор-вентиля-тора для вентиляции тяговых двигателей и два мотор-компрессора, выполненные с двигателями постоянного тока 600е, получают питание от общего с тяговыми двигателями выпрямителя через отдельный сглаживающий реактор. При пуске электровоза скорость вращения вспомогательных машин изменяется в соответствии с изме-238
нением выпрямленного напряжения, но схема выполнена так что при постановке контроллера па нулевую позицию, после выключения тяговых двигателей контакторами ЛК1 иЛК2, выпрямитель вновь включается на трансформатор контактором КВ1 при полном открытии сеток, и вспомогательные машины работают с нормальной скоростью вращения. Таким образом, вспомогательные машины работают в нормальном режиме при нормальной скорости движения электровоза с включенными тяговыми двигателями, при движении выбегом и на стоянках. Переход на последовательное соединение двигателей обеспечивает высокий процент времени работы вспомогательных машин с полной скоростью при маневровой работе. Выпрямитель охлаждается расположенным под катодом вентилятором, который приводится во вращение короткозамкнутым асинхронным конденсаторным двигателем.
§ 3. ЭЛЕКТРОВОЗЫ СЕРИИ НО
Новочеркасским электровозостроительным заводом в 1954 г. были выпущены первые образцы магистральных грузовых электровозов однофазного переменного тока 50 гц 20 000 в с игнитронными выпрямителями. Проект электрооборудования электровоза выполнен Новочеркасским заводом совместно с заводом «Динамо». Специальный игнитронный выпрямитель и воздушный высоковольтный выключатель разработаны и изготовлены Всесоюзным электротехническим институтом, а трансформатор и сглаживающий реактор Московским трансформаторным заводом.
Позднее Новочеркасский завод выпустил партию электровозов серии НО для опытного участка Ожерелье — Павелец, электрифицированного на переменном токе промышленной частоты.
Электровозы серии НО выполнены на базе механической части электровозов постоянного тока серии ВЛ22М с некоторыми улучшениями системы рессорного подвешивания и кузовом новой конструкции. На электровозах установлены тяговые электродвигатели типа ДПЭ-400 электровозов ВЛ22М, отличающиеся верхним подводом воздуха.
Мощность и тяговые параметры электровоза НО мало отличаются от электровоза ВЛ22М . Скорость часового режима для него несколько выше, так как выпрямленное напряжение при напряжении на токоприемнике 20 кв и часовой нагрузке составляет около 1 600 в вместо номинального напряжения на зажимах тяговых двигателей электровоза ВЛ22М 1 500 в. Кроме того, скорость несколько повышается постоянной шунтировкой обмоток возбуждения двигателей омическими сопротивлениями. В результате скорость часового режима составляет 41 км/ч при усилии тяги 22 000 кг и мощности 2 450 квт.
Конструктивная скорость электровоза 85 км/ч и сцепной вес около 132 т.
239
Трансформатор электровоза НО соединяется с токоприемниками через высоковольтный воздушный выключатель. На первых электровозах применен выключатель по типу, представленному на рис. 166. Трансформатор стержневого типа имеет две вторичные обмотки — главную, от которой через выпрямители питаются тяговые двигатели электровоза, и вспомогательную 380 в, от которой питаются вспомогательные машины, электропечи и другое вспомогательное электрооборудование. Охлаждение трансформатора масляно-воздушное с принудительной циркуляцией масла и принудительной вентиляцией маслоохладителей, расположенных в форкамерах вен.
Рис. 211
тиляторов тяговых двигателей и обдуваемых засасываемым через них воздухом. Напряжение короткого замыкания трансформатора, отнесенное к нагрузке часового режима электровоза 1680 а, составляет около 14%. Коэффициент трансформации равен 9,7, напряжение фаз главной вторичной обмотки при напряжении на токоприемнике 21 кв и холостом ходе 2 020 в, а вспомогательной обмотки 416 в. Сопротивление первичной обмотки 0,901 ома, каждой фазы вторичной обмотки 0,0187 ома. Ток холостого хода 1,65 а. Потери холостого хода 5,25 квт, а при нагрузке часового режима 56 квт.
На электровозе установлено два выпрямительных агрегата, в каждом из которых имеется по четыре игнитрона на 200 а при 1 500 в выпрямленного напряжения (см. рис. 189 и 190) и аппаратура управления зажигателями, а также питания подхватывающих анодов и сеток игнитронов. Управление игнитронами выполнено по типу схемы рис. 191.
Игнитроны имеют жидкостное охлаждение (вода или антифриз). Каждый выпрямительный агрегат имеет самостоятельную систему охлаждения, выполненную по схеме рис. 197. Устройства охлаждения расположены в форкамерах и их радиаторы совместно с радиаторами для охлаждения масла трансформатора вентилируются воздухом, засасываемым вентиляторами тяговых двигателей. Силовая схема электровоза выполнена по типу схемы рис. 125. Тяговые двигатели 240
разделены на две группы ^соединены потри параллельно в каждой. Каждая группа двигателей питается от самостоятельного выпрями-тельного агрегата по схеме двухполупериодного выпрямителя с нулевым выводом, причем четыре вентиля агрегата включены по два параллельно на фазу через анодные делители. Сглаживающий реактор имеет две обмотки, каждая из которых включена в цепь одной группы двигателей. Реактор выполнен без стального сердечника с масляным охлаждением. Бак реактора введен в последовательную цепь циркуляции масла системы охлаждения трансформатора (рис. 211).
Силовая схема. Схема силовых цепей электровоза приведена на рис. 212.
Цепь тока 20 кв состоит из двух токоприемников 21 и 22, соединенных параллельно, главного выключателя 34, первичной обмотки трансформатора 32 и трансформатора тока.
От вторичной обмотки трансформатора через игнитроны 234--ч-26 питается группа тяговых двигателей /, II, III и через игнитроны 274-30 группа двигателей IV, V и V/. Распределение тока между включенными параллельно вентилями обеспечивается делителями тока 35^-38.
В цепи тяговых двигателей включены обмотки сглаживающего реактора 41. Обмотки возбуждения двигателя шунтированы омическими сопротивлениями, причем часть их может замыкаться накоротко контакторами 64—69 для ослабления поля двигателей до 50%.
Регулирование выпрямленного напряжения осуществляется переключением ступеней вторичной обмотки трансформатора по схеме со встречно-согласованным включением полуфаз (см. рис. 103). Переключение полуфаз со встречного на согласованное включение производится переключателем 85 с электропневматическим приводом. Ступени переключаются электропневматическими контакторами 1—20 по схеме с переходными реакторами 39 и 40.
1-я ступень с наименьшим напряжением получается замыканием контакторов 1, 10, 15 и 16 в положении переключателя 85, соответствующем встречному соединению полуфаз вторичной обмотки трансформатора. При таком включении на выпрямители подается небольшое напряжение, равное разности напряжений полуфаз XI—Al, Х2—А2 и О—1, О—5 (напряжение первых несколько больше, чем вторых).
При переходе на 2-ю ступень размыкается контактор 10 и замыкается контактор 9. При этом напряжение действующей части полуфазы О—1 уменьшается на половину напряжения секции 1—2. Поскольку вычитаемое напряжение уменьшается, общее напряжение этой фазы увеличивается и соответственно увеличивается напряжение на тяговых двигателях.
На 3-й ступени размыкается контактор 16 и замыкается контактор 17. При этом повышается напряжение на другой фазе, выравниваясь с напряжением первой. На 4-й ступени размыкается контактор 1 16 Зак. 2234 2^1
гг it
Рис. 212
242
и замыкается контактор 2, что соответствует полному выключению одной секции полуфазы 0—1 из цепи. На 5-й ступени аналогичное переключение производится в другой фазе. Дальнейший порядок переключения ступеней аналогичен.
На 17-й ступени пуска замкнуты контакторы 5,6, 11, ',г 20, что соответствует полному 60 выключению полуфаз О — / и О—5. К выпрямителям на этой ступени подведено полное напряжение полуфаз XI + А1 и Х2 —А2.
Для дальнейшего регулирования переключатель 85 переводится в положение сот-ласованного соединения полуфаз, и все переключения ступеней повторяются в обратном порядке, т. е. напряжение полуфаз О— 1 и О —5 ступе- дм? да нями добавляется к напряжению полуфаз X1»»А1 и Х2— sm А2. На 33-й ступени к выпрямителям подводится суммар- г0 ное напряжение полуфаз, и напряжение на тяговых дви- зт гателях достигает наибольшей величины.
Из 33 пусковых ступеней гт ю ходовыми являются 5-я, 9-я, 13-я, 17-я, 21-я, 25-я, 29-я и 33-я, на которых напряжение фаз одинаково и переходные реакторы работают без намагничивающего тока.
Пусковая диаграмма электровоза приведена на рис. 213. Из этой диаграммы видно, что каждая ступень в области пусковых токов дает приращение скорости немногим более 1 км!ч, а ходовые ступени распределены равномерное интервалами 5 км!ч. Скоростные характеристики первых ступеней более пологи, чем последних. В связи с этим пусковые колебания тика в начале пуска значительно превышают колебания в конце пуска. Этот недостаток в известной мере компенсируется жесткостью начальных характеристик и слабой склонностью электровоза к боксованию. Однако полностью он может. быть устранен применением плавного сеточного регулирования в начале пуска (см. стр. 165).
17 Зак. 2234
243
Силовой схемой предусмотрена возможность аварийных режимов работы. Для выключения нейсправных тяговых двигателей служат отключатели ОД1—ОД6.
Если неисправен один из выпрямительных агрегатов, то возможно движение при питании тяговых двигателей от исправного агрегата Неисправный агрегат при этом выключается ножевым переключателем 55 или 56. Одновременно группы тяговых двигателей соединяются последовательно, что обеспечивает возможность движения электровоза с полным тяговым усилием и позволяет, хотя и с пониженной скоростью, вести полновесный поезд.
При коротких замыканиях в цепи вторичной обмотки трансформатора последний отключается от токоприемников выключателем 34, который срабатывает под воздействием электромагнита, встроенного в выключатель. При обратных зажиганиях в игнитронах срабатывают быстродействующие реле обратного тока 70 и 71, которые выключают цепи зажигания игнитронов.
При пробое изоляции или возникновении кругового огня по коллектору тягового двигателя, сопровождающегося перебросом дуги на корпус, или заземлении силовой цепи со стороны средней точки трансформатора, т. е. «минуса» выпрямленного напряжения, по другим причинам, срабатывает реле заземления 57, соединенное через добавочные сопротивления с катодами выпрямителей. Реле заземления вызывает выключение цепей управления выпрямителями и контакторов ступеней трансформатора. При перегрузках тяговых двигателей срабатывают реле перегрузки 42—47, которые включают звуковой и световой сигналы.
Режим работы тяговых двигателей машинист может контролировать по амперметрам 123—124 (по одному в каждой кабине) с общим шунтом в цепи двигателя VI и по вольтметру 125 или 126, показывающим величину выпрямленного напряжения.
В силовой схеме предусмотрены дополнительные контакторы 48 и 49, включением которых замыкаются накоротко обе группы тяговых двигателей. Эти контакторы могут быть включены особой кнопкой на нулевой позиции контроллера, причем включается первая ступень напряжения трансформатора. Такой режим нагрузки выпрямителей токами короткого замыкания служит для предварительного нагрева анодов игнитронов после длительной стоянки в зимнее время.
Для питания тяговых двигателей электровоза постоянным током низкого напряжения при передвижениях в депо служат шины 61 и 62, которые присоединяются к силовой цепи разъединителем 54.
Схема управления. Управление контакторами, переключающими ступени трансформатора, на электровозах серии НО осуществляется посредством группового контроллера ГК с моторным приводом и анкерными защелками, управляемыми системой блокировок по типу схемы рис. 143. Остальные цепи управления претерпевали ряд изменений. На рис. 214 приведена схема цепей управления одного из последних исполнений.
17Д
245
Для управления контакторами 1—20 групповой контроллер ГК (127) имеет 17 основных Тюзиций. При встречном включении обмоток трансформатора кулачковый вал ГК поворачивается в направлении от 1-й позиции к 17-й. На 17-й позиции переключателем 85 обмоток трансформатора производится переключение в положение согласованного включения, после чего вал ГК начинает вращаться в обратном направлении от 17-й к 1-й позиции.
Вал ГК вращается электродвигателем СМ, который включается на прямое направление вращения (от 1-й позиции к 17-й) контактором 154 и на обратное направление вращения контактором 155. В первом случае блокировкой 154 включается катушка анкерной защелки прямого хода АЗ-1, а во втором блокировкой 155 защелки обратного хода АЗ-2.
Контроллер машиниста 159 (160) имеет две рукоятки: реверсивную (с положениями — «О», «вперед, полное поле — ПЛ», «вперед, ослабленное поле— 0/7» и два таких же положения для хода назад) и главную, которая имеет семь положений, кроме нулевого. Положения «фиксация» и «ручной пуск» служат для ручного пуска. В положениях «5 мин», «3,5 мин», «2 мин» и «0,3 мин» происходи! хронометрический пуск с общим временем выхода на 33-ю ступень за 5 мин, 3,5 мин и т. д. В положении «выключение 0,3 мин» происходит переключение ступеней на выключение с временем 0,3 мин.
Включение первой ступени. Цепи управления питаются постоянным током 50 в от аккумуляторной батареи или генератора управления с заземленным минусом. После включения выключателя управления 171 (172) напряжение подводится к верхнему контакту реверсивного кулачкового вала контроллера машиниста. При постановке реверсивной рукоятки в одно из рабочих положений напряжение подводится к контактам главного вала контроллера и к проводу 312. Если групповой контроллер ГК не находился на 1-й позиции, то по проводу 37 получает питание катушка реле 148, которое замыкает цепь катушки контактора 155 и анкерной защелки АЗ-2 обратного хода ГК через контакты ГК, прерывающие цепь защелки на промежуточных позициях ГК- Групповой контроллер возвращается на 1-ю позицию, на которой цепь реле 148 прерывается блокировкой ГК.
Одновременно по проводу 37 получает питание катушка вентиля 85-Д, и переключатель трансформатора переходит в положение встречного (дифференциального) включения полуфаз трансформатора. В дальнейшем, после включения контактора 82, включающего цепи управления выпрямителей, катушка 85-Д получает питание от провода 312 через собственную блокировку 85-Д.
В положении главной рукоятки «фиксация» по одному из проводов 313 или 314 получает питание вентиль привода реверсора, и после его поворота в соответствующее положение по провод} Н5 получает питание катушка контактора 82. Со стороны «земли» цепь замыкается по проводу Н15 через блокировку ГК, замкнутую на 1-й позиции, и блокировку 85-Д. После включения контактора 246
82 для его катушки образуется цепь на «землю» через собственную блокировку 82. Одновременно блокировкой 82 замыкается цепь питания вентилей контакторов 1, 10, 15 и 16 от провода Э12 и включается первая ступень пуска электровоза.
Неавтоматический пуск. При постановке главной рукоятки контроллера в положение «ручной пуск» от провода Э4 получает питание реле 156, блокировкой которого замыкается цепь питания реле 144 от провода ЭЮ.
Одновременно замыкается цепь питания катушки контактора 154 от провода 35. Блокировкой контактора 154 замыкается цепь катушки АЗ-1 и ГК переходит на промежуточную позицию, на которой цепь защелки АЗ-1 и реле 156 прерывается блокировкой выключившегося силового контактора, в данном случае контактора 10, и ГК переходит на 2-ю позицию. Дальнейший переход невозможен, так как реле 144 питается через собственную блокировку от провода 38. Эта цепь прерывается после возвращения главной рукоятки в положение «фиксация», и повторной постановкой рукоятки в положение «ручной пуск» производится переход на следующую позицию. Далее порядок действия аппаратов повторяется, переход на каждую следующую ступень происходит после постановки рукоятки с положения «фиксация» в положение — «ручной пуск». Если на положении «ручной пуск» не произойдет выключения очередного контактора вследствие неисправности его привода или сварки контактов, то рукоятка не может быть возвращена в положение «фиксация», так как вал контроллера запирается электромагнитной защелкой, катушка которой получает питание от провода 316.
На 17-й ступени после включения контактора Ц от провода 39 получает питание вентиль 85-С и переключатель трансформатора переходит в положение согласованного включения полуфаз. Далее переключение ступеней происходит так же, как и до 17-й ступени, но включается контактор 155 и защелка АЗ-2 обратного хода ГК-
Ступени включения указываются указателем с сельсинным приводом от вала группового контроллера управления. Ходовые ступени, кроме того, сигнализируются машинисту лампой, цепь которой замыкается контактом ГК в цепи проводов Н200—Н230.
Автоматический пуск. Если главная рукоятка поставлена в положение «5 мин», то порядок срабатывания реле 156 и анкерной защелки остается тем же, что и при ручном пуске, но реле 156 включает цепь реле 144 уже не непосредственно, а через реле выдержки времени 157 и 158. После перевода ГК на следующую позицию эти реле выключаются с выдержкой времени, причем они действуют последовательно, так как до выключения реле 158 цепь реле 157 остается замкнутой. Таким образом, реле 144 остается включенным и задерживает переход на следующую ступень на суммарное время выключения реле 158 и 157.
В положении рукоятки «3,5 мин» действует одно реле времени 158, имеющее большую выдержку времени, а в положении «2 мин» 247
действует одно реле 157 с меньшей выдержкой времени. Наконец’ в положении рукоятки «0,3 мин» выключаются оба реле времени, и выдержка на каждой ступени определяется только собственным временем действия привода ГК, силовых контакторов и реле 156 и 144.
Необходимо отметить, что ручной пуск при редких пусках магистральных электровозов обеспечивает достаточно удобное управление, так что положения автоматического пуска практически не используются, за исключением положения «пуск 0,3 мин», которое необходимо для повторного включения электровоза после движения без тока. Эксплуатационные испытания показывают, что вполне возможно ограничиться положениями «ручной пуск» и «пуск 0,3 мин», причем целесообразно иметь минимальное время хронометрического пуска и токовое ограничение, задерживающее автоматический пуск при повышении тока в цепи тяговых двигателей до величины, заведомо меньшей максимального по условиям сцепления. Такое ограничение позволит машинисту не следить за нагрузкой двигателей при использовании положения «пуск 0,3 мин».
Ослабление поля. Для перехода на ослабленное поле 50% одной ступенью схемой предусмотрено предварительное понижение напряжения на тяговых двигателях. Для этого ГК возвращается на 29-ю позицию до включения контакторов ослабления поля.
Переход осуществляется постановкой реверсивной рукоятки в положении ОП. При этом по проводу Э15 получает питание реле 149, которое замыкает цепь питания катушки контактора 154, защелки АЗ-1 и реле 156, а также реле 144 (через блокировку реле 156) от провода Э9, что вызывает автоматическое движение ГК* По достижении позиции 29(5) замыкается контактор 14 и его блокировкой прерывается цепь питания катушки контактора 154 реле 156 и АЗ-1. Одновременно возбуждается вентиль 64 контакторов ослабления поля. После перехода на ослабленное поле происходит автоматический пуск до 33-й позиции, если главная рукоятка находилась на одном из положений автоматического пуска, или может быть произведен ручной пуск.
Выключение. Для перехода со ступеней более высокого напряжения на ступени низшего напряжения служит положение главной рукоятки контроллера «выключение 0,3 мин».
На этом положении аппараты управления действуют так же, как и при пуске 0,3 мин, но вместо провода Э5 напряжение подается на провод Э6 и через блокировку 85-С получает питание катушка контактора 154. Контроллер управления ГК при этом быстро переходит с позиции на позицию в направлении от 33-й (1-й) к 17-й. На 17-й позиции после включения контактора 11 его блокировкой замыкается цепь вентиля 85-Д и переключатель трансформатора возвращается в положение встречного включения полуфаз. При этом блокировкой 85-С прерывается цепь катушки контактора 154, а блокировкой 85-Д замыкается цепь катушки контактора 155, и ГК начинает обратное движение от 17-й позиции к 1-й. 248
Понижение напряжения может быть прекращено на любой ступени постановкой рукоятки контроллера в положение «фиксация».
Быстрое выключение тягодых двигателей производится постановкой главной рукоятки в нулевое положение. При этом прерывается цепь контактора 82, которым выключаются цепи управления выпрямителей. Блокировкой 82 прерывается также цепь питания вентилей контакторов ступеней трансформатора.
Режим подогрева анодов. Если включена кнопка «подогрев анодов» (см. рис. 216), то на нулевой позиции контроллера машиниста от провода 37 через кнопку и по проводу 326 получают питание вентиль 49 контакторов 48 и 49, замыкающих накоротко тяговые двигатели. Блокировкой контактора 48 замыкается цепь питания катушки контактора 82 от провода 312. Блокировкой 82 замыкается цепь питания вентилей контакторов 1, 10, 15 и 16, и выпрямители начинают работать в режиме короткого замыкания для подогрева анодов.
При переводе рукоятки контроллера в любое рабочее положение провод 37 выключается и контакторы 48 и 49 размыкаются. Если хотя бы один из контакторов 48 или 49 не разомкнется, то при переходе контроллера управления на 1-ю переходную позицию контактор 82 выключится, так как цепь на «землю» через собственную блокировку будет прервана одной из блокировок 48 или 49.
Блокировки в цепи контактора 82. Включение контактора 82, замыкающего цепи управления выпрямителем, контролируется последовательной цепью блокировок ряда аппаратов. Блокировки реле 134 и 137 размыкают эту цепь при температуре жидкости, охлаждающей выпрямители ниже 20°. Блокировки струйных реле 138 и 139 прерывают цепь при отсутствии циркуляции жидкости в системах охлаждения выпрямителей. При выключении одного из выпрямительных агрегатов соответствующие блокировки замыкаются накоротко блокировками разъединителей 55 или 56.
Блокировка 54 размыкает цепь при включении низковольтных шин 61 и 62 разъединителем 54 на силовую цепь. Наконец, блокировка струйного реле 140 прерывает цепь при отсутствии циркуляции масла в системе охлаждения трансформатора и сглаживающего реактора.
Схема вспомогательных цепей. Схема вспомогательных цепей электровоза приведена на рис. 215.
Электродвигатели вспомогательных устройств электровоза, электропечи, нагреватели воды (антифриза), а также цепи зажигания выпрямителей питаются от вспомогательной обмотки трансформатора напряжением 380 в.
Выводы вспомогательной обмотки присоединены к двухполюсному автомату 53 с ручным включением и двумя электромагнитными реле перегрузки, воздействующими на механизм свободного расцепления автомата при коротких замыканиях в цепи. Один из выво
249
дов вспомогательной обмотки за автоматом заземлен, ко второму присоединены вспомогательные нагрузки. Нижнее положение ножа 59 служит для подачи напряжения от внешнего источника питания на вспомогательные цепи гибким кабелем через шину 60, расположенную под кузовом электровоза, что используется при проверке вспомогательных устройств в депо. Для привода вспомогательных устройств электровоза (вентиляторов МВ1 и МВ2,
Рис. 215
компрессоров MKJ и МК2, генератора 'управления МГ и насосов МН1, МН2 и МНЗ) применены асинхронные трехфазные электродвигатели с короткозамкнутыми роторами.
Включение вспомогательных машин производится электромагнитными контакторами 72—79.
Трехфазные вспомогательные двигатели питаются от асинхронного расщепителя фаз ФР, который также питается от вспомогательной обмотки трансформатора. Его пуск производится посредством пусковой емкости 94, при этом в цепь фазы, присоединенной к «земле», вводится активное сопротивление, что обеспечизает лучшую симметрию токов в фазах и больший пусковой момент. По окончании пуска расщепителя фаз сопротивление замыкается накоротко контактором 96.
Включение вспомогательных машин производится двухполюсными электромагнитными контакторами 72-^79; защита от перегрузок осуществляется тепловыми реле 218 —235.
250.
Электропечи в кабинах электровоза включаются пакетными выключателями 86 и 87 и защищаются плавкими предохранителями. Нагреватели воды 120 и 121 включаются электромагнитными контакторами 80 и 81 и защищаются также плавкими предохранителями.
Цепи управления выпрямителей включаются электромагнитным контактором 82. Пакетными выключателями 195 и 196 включаются трансформаторы, от которых питаются нагреватели анодных вводов игнитронов. Цепи собственных нужд выпрямителей защищаются предохранителями.
К вспомогательной обмотке трансформатора, кроме того, присоединены вольтметры 185 и 186, отградуированные по напряжению на первичной обмотке трансформатора, и трансформатор напряжения 253, от вторичной обмотки которого питается счетчик 84. Токовая обмотка счетчика присоединена к трансформатору тока 33, включенному со стороны «земли» первичной обмотки главного трансформатора.
Цепи управления вспомогательными устройствами. Для управления вспомогательными машинами, главным выключателем ГВ, пантографами, реле обратного тока, а также включения освещения и сигнальных фонарей служат кнопочные щитки 161 (162) и 163 (164), расположенные в каждой кабине перед местом машиниста, щитки 165 (166), расположенные перед местом помощника машиниста, и групповой щиток 173, расположенный в машинном помещении кузова (рис. 216).
Пантографы электровоза поднимаются при включении цепей катушек электропневматических клапанов 177 и 178 кнопками «пантографы», «пантограф передний» и «пантограф задний».
Первая кнопка служит для одновременного подъема или опускания пантографов при включенных кнопках «пантограф передний» и «пантограф задний». Две последние кнопки могут использоваться при подъеме переднего или заднего для данной кабины пантографа по выбору машиниста. Кнопки группового щитка «пантограф!» и «пантограф II» используются для выключения цепи клапана неисправного пантографа.
Главный выключатель ГВ замыкается при нажатии импульсной кнопки «включение ГВ». При этом от провода Э7, при выключенном контроллере управления, возбуждается включающий вентиль выключателя «34 вкл.» и происходит включение главного выключателя. Во включенном положении ГВ его блокировкой 34 замыкаеч-ся цепь катушки реле 131, прерывающего цепь включающего электромагнита. Этой же кнопкой замыкается цепь катушки восстановления реле заземления 57. При нажатии кнопки «отключение ГВ» возбуждается электромагнит «34 откл.», который открывает клапан отключения, и главный выключатель выключается.
Положение главного выключателя указывается сигнальными лампами, которые питаются от провода Н200.
При включенном ГВ горит зеленая сигнальная лампа, при выключении эта лампа потухает и загорается красная лампа.
251
Включение ГВ Uji Отключение ГВ к|<
Пантограф .передний Пантограф задний
JuuuuLi -^т
Вспомогательные цепи\-
Вентилятор! н
Вентилятор П ь
Компрессоры ь IS:
Генератор управление но .
+^|| 01
Пантографы jJ|S
Подогрев анодов ьIS
Охлаждение Ь1<е транирарматора J
Обогрев Вентилей ь l£
Охлаждение РВ1
Охлаждение РВ2
Прожектор тусклый соет
Прожек---
1 37 ~эг7
3JQ
ЭЗВ
323
325
J2L
ЛИ-
W2. 1№2
uwwi Я1Й«
32$
336
313 -7ПГ
ж
H187
ожектор Hjtj „ .яркий едет 'jH Осоещение измерц-н И тельных приборов '-s=!
iBSflBB)
Н-У
И5Г Обогрев 2гр. Н=У. Фонарь биферный,
Правый MoL.
®сна^буферный н
Тусклоеосвещение*-1' л кабины яркое освещение кабины*-1, Освещение . < кадобых частей с-1
63(90} H2Q&
Радиатор 1гр
Радиатор 2гр.
Обогред 1гр
lee pcSei
Компрессор!
Компрессора Пантограф! Пантограф!!
329
HG7
НМ
Н157
Н131
КОЗ
1Е7ЮЯ11
Н197
Н20!
173
эп
1Ф
57 ,т.9!у
Op--/лу-
Jv Мыю
НЮО SB 1^2 Н17! S6"
2222-----
221-S^l^Zt
223.
зге
ЗЗу 2£$П128 Н129
30____________
321______пп___2__
ЧВ.ЧЗ
32L
335
’ 336 ныв ОЗ Н1Ч9
эю
&
нюо 130, нгоо______________
Н205_________
21107_________<s
330
321
Н2>0
нгн
Л55
J57
$£'----И Пй
2Ш.---------
________«7
^ЛЗШ^аФ. 74
мп
ЗЕГ
*Й1_
I ^НШ^7н/13 177 ww-17В
Рис. 216
При нажатии кнопки «вспомогательные цепи» по проводу Э21 получает питание катушка контактора 95, который включает расщепитель фаз на напряжение вспомогательной обмотки трансформатора. По окончании пуска расщепителя блокировкой реле выдержки времени 130 замыкается цепь контактора 96, замыкающего накоротко сопротивление в цепи заземленной фазы. Блокировкой 96 напряжение подается на провод Н100, по которому получают питание сигнальные лампы ФР.
После пуска расщепителя фаз производится пуск вспомогательных машин. По проводу Н100 напряжение подводится к кнопкам «вентилятор I», «вентилятор II», «компрессоры», «генератор управления», «охлаждение трансформатора», «обогрев вентилей». Замыканием этих кнопок включаются контакторы соответствующих вспомогательных машин. -Замыканием кнопки «охлаждение трансформатора» производится пуск масляного насоса. От кнопки «обогрев вентилей» по проводу Э29 подается питание к цепям автоматического и ручного регулирования температуры вентилей и на кнопки «охлаждение РВ1», «охлаждение РВ2», которыми включаются насосы систем охлаждения выпрямителей.
Включение вентиляторов сигнализируется сигнальными лампами, цепи которых замыкаются блокировками контакторов 72 и 73; включение мотор-генератора указывает сигнальная лампа, включаемая блокировкой 76\ работа насосов контролируется блокировками струйных реле /33, 139 и 140 в пепи контактора 82, замыкающего цепи управления игнитронами.
При срабатывании струйных реле, кроме того, гаснут сигнальные лампы, цепи питания которых прерываются блокировками этих реле. Регулирование температуры вентилей производится автоматически. При неисправности автоматического регулирования возможно ручное регулирование.
Каждый из двух выпрямительных агрегатов электровоза оборудован самостоятельной системой охлаждения, выполненной по схеме рис. 197.
Автоматическое регулирование осуществляется посредством термореле 261, 263 и 265 в системе охлаждения одного выпрямителя и 262, 264 и 266 — второго выпрямителя. Водозапорные клапаны управляются электропневматически вентилями 141 и 142.
При температуре жидкости в системе охлаждения ниже 4~ 20° замкнуты контакты « + 20°» и « + 25°» контактных термореле 261, 262, 263 и 264. Контактами « + 20°» замыкается цепь питания катушек реле 134 и 137, которые прерывают цепь катушки контактора 82. Контактом «+ 25°» замыкаются цепи катушек контакторов 80 и 81, включающих нагреватели жидкости. Следовательно, если температура жидкости ниже 4- 20°, то она циркулирует помимо радиаторов, не охлаждаясь в них, т. е. происходит подогрев жидкости, а игнитроны остаются запертыми.
При температуре воды более + 20° контакты « + 20°» размыкаются и реле 134 и /37 выключаются, т. е. становится возможным 18 Зак. 2234 253
включение контактора 82, и выпрямители могут работать. При температуре более + 25° выключаются контакторы 80 и 81, т. е. прекращается подогрев жидкости.
Когда температура воды достигает + 35°, выключаются катушки вентилей водозапорных клапанов. Клапаны закрывают обходную трубу и жидкость начинает циркулировать через радиаторы, охлаждаясь в них.
При снижении температуры ниже 4- 35° цепи вентилей водозапорных клапанов включаются и вновь открываются клапаны обходных труб.
При падении температуры ниже + 25“ включается подогрев. Если температура воды вследствие каких-либо неисправностей упадет ниже + 20э, то возбудятся реле 134, 137 и произойдет выключение выпрямителей.
Срабатывание реле 134 при чрезмерно низкой температуре жидкости сигнализируется той же лампой, которая сигнализирует действие струйных реле 138 и 139. Горение этих ламп указывает на ненормальность в охлаждении выпрямителей — отсутствие циркуляции жидкости или ненормальную ее температуру.
Переход на ручное регулирование производится пакетными переключателями 145 и 146. При ручном регулировании управление клапанами и контакторами обогрева жидкости осуществляется кнопками на щитке 165 (166).
При обратном зажигании в одном из игнитронов происходит выключение реле обратного тока РОБ (70 и 71). Контакты реле разомкнуты, но удерживаются во включенном положении удерживающей катушкой. При обратном зажигании, которое равносильно короткому замыканию вторичной обмотки трансформатора, по анодным кабелям, проходящим через окно сердечника реле, протекает большой ток, вызывающий выключение реле. Включение реле производится замыканием кнопки «выключение ГВ». Выключение РОБ сигнализируется погасанием зеленой сигнальной лампы и зажиганием красной сигнальной лампы, той же, которая зажигается при выключении главного выключателя и реле заземления.
§ 4. электровозы пенсильванской ж. д.
Фирмой Вестингауз в 1952 г. построены два опытных грузовых двенадцатиосных электровоза переменного тока 25 гц 11 000 в с игнитронными выпрямителями для Пенсильванской ж. д. Электровозы выполнены из двух шестиосных секций каждый. Один имеет двухосные тележки, а второй трехосные. Сцепной вес электровоза на двухосных тележках 340 т, а электровоза на трехосных тележках 330 т.
По оборудованию и схеме электровозы не отличаются. Мощность их (длительная) по 4 450 квт при скорости 27,2 км/ч. Каждая секция электровоза имеет полный комплект оборудования и представляет вполне автономный шестиосный электровоз с одной каби-254
ной- управления. Каждая секция оборудована двумя токоприемниками, разрядником, короткозамыкателями для защиты от коротких замыканий и трансформатором, заполненным изоляционной негорючей жидкостью — инертином, с принудительной циркуляцией и охлаждением инертина в радиаторе, обдуваемом воздухом.
Рис. 217
От вторичной обмотки трансформатора через игнитронные .выпрямители питаются шесть тяговых двигателей при напряжении выпрямленного тока около 650 в. На электровозе применены шестиполюсные тепловозные тяговые двигатели типа 370-DZ мощностью по 370 квт, выполненные на кремнеорганической изоляции. •
Двенадцать игнитронов смонтированы в двух агрегатах совмести но с анодными выключателями и аппаратами зажигания. Охлаждение игнитронов циркуляционное водяное.
Вторичная обмотка трансформатора выполнена для схемы выпрямления с нулевым выводом (рис. 217). Каждая ее фаза разделена промежуточными выводами на семь секций для ступенчатого регулирования на вторичной стороне. Переключение производится
18Д 255
электропневматическими контакторами l^-14vi 1А-—14А с переходными реакторами по типу схемы рис. 98. Кроме того, предусмотрено регулирование выпрямленного напряжения углом зажигания вентилей (игнитронов) и ослабление поля тяговых двигателей.
Первая ступень пуска получается замыканием контакторов /, 1А, 2 и 2А. При этом к выпрямителям подводится минимальное напряжение трансформатора. Выпрямленное напряжение дополнительно понижается смещением угла зажигания игнитронов. Кроме того, усилие тяги снижается ослаблением поля тяговых двигателей, шунтировкой обмоток возбуждения сопротивлениями с индуктивными шунтами, включаемыми контакторами Fl-=rF6.
На второй ступени выключаются цепи регулирования угла зажигания и к двигателям подводится полное выпрямленное напряжение, соответствующее первой ступени трансформатора.
На третьей ступени выключается ослабление поля тяговых двигателей.
На четвертой ступени выключается контактор 1 и включается 3, т. е. повышается напряжение одной фазы трансформатора, но прирост выпрямленного напряжения ограничивается регулированием угла зажигания.
На пятой ступени регулирование угла зажигания выключается и выпрямленное напряжение повышается до полной величины на данной ступени трансформатора.
На шестой ступени повышается напряжение другой фазы транс-форматооа при ограничении прироста выпрямленного напряжения смещением угла зажигания вентилей, а на седьмой ступени смещение угла зажигания снимается.
Этот порядок регулирования повторяется до 17-й ступени. Переход на 18-ю совершается без смещения угла зажигания.
Дальнейшее регулирование до 30-й ступени осуществляется также с промежуточными ступенями смещения угла зажигания, но переключение ступеней производится одновременно в обеих фазах, т. е. ступени напряжения удваиваются. Переход на 31-ю и 32-ю ступени производится только за счет повышения напряжения фаз трансформатора без смещения угла зажигания.
Такой порядок регулирования предусматривает увеличение числа ступеней при ограниченном количестве выводов вторичной обмотки трансформатора, а также выравнивание пусковой диаграммы, кото-|Йя при равномерных ступенях напряжения трансформатора имеет повышенные толчки тока в области низших ступеней, сильно убывающие с переходом к высшим ступеням.
Далее имеются ступени регулирования ослаблением поля, при применении которого предварительно на две ступени понижается выпрямленное напряжение. После перехода оно вновь доводится до полной величины.
Для выпрямления переменного тока каждая секция электровоза оборудована 12 игнитронами 1А -4-6Д и IB i-6B. Пары игнитронов — 1А—1В, 2А—2В и т. д. образуют отдельные выпрямительные схемы 256
для питания одного двигателя, поэтому анодные делители не требуются. В анодные цепи включены реакторы, предназначенные для ограничения тока при обратных зажиганиях отдельных вентилей что, по-видимому, было необходимо в связи с меньшей величиной индуктивного сопротивления трансформатора при частоте 25 гц.
Для сглаживания пульсаций выпрямленного тока в цепи тяговых двигателей включены индивидуальные сглаживающие реакторы со стальными сердечниками.
От перегрузок тяговые двигатели защищаются посредством реле перегрузки, которые замыкают накоротко цепи зажигания соответствующих игнитронов. Защита от обратных зажиганий осуществляется индивидуальными анодными выключателями 1-^12 при одновременном выключении зажигания игнитронов.
Схемой предусматривается реостатное торможение, при котором тяговые двигатели нагружаются на индивидуальные тормозные сопротивления. Обмотки возбуждения переключаются в последовательное соединение и совместно с регулировочным сопротивлением включаются на вентили 1А—1В двигателя 1 через сглаживающий реактор тягового двигателя 6 на средний вывод трансформатора. Переход на тормозной режим производится переключателем с кулачковыми контакторами. Контакторами МП-'.-М13, М24—М26 якоря тяговых двигателей отсоединяются от среднего вывода трансформатора, а контакторами ВН-^ШЗ, В24-^В26 включаются на тормозные сопротивления. Контакторами В17—В19 и В27-:ГВ29 замыкается цепь питания обмоток возбуждения двигателей.
Регулирование тормозного режима происходит только за счет изменения тока возбуждения при постоянных величинах тормозных сопротивлений. При этом используются две ступени напряжения трансформатора, регулирование угла зажигания вентилей и три ступени сопротивления в цепи обмоток возбуждения.
§ 5. ЭЛЕКТРОВОЗЫ Ж- Д- НЬЮ-ЙОРК — НЬЮ-ХАВЕН
В 1954 г. фирмой GEC были поставлены первые электровозы с игнитронными выпрямителями для железной дороги Нью-Йорк — Нью-Хавен. Всего заказано 10 электровозов пассажирского типа с максимальной скоростью 145 км/ч.
В соответствии с условиями работы электровозы рассчитаны на двойное питание — переменным током 25 гц 11 000 в от сети с верхним контактным проводом и постоянным током 650 в от третьего рельса и контактного провода.
Электровозы имеют шесть движущих осей и выполнены на трехосных свободных тележках. Сцепной вес электровоза 157 т, мощность длительного режима 3000 кет при скорости 71 км/ч.
Основное оборудование электровоза состоит из двух пантографов для токосъема от сети переменного тока, пантографа для токосъема от верхнего провода сети постоянного тока и восьми контакт-257
ных башмаков для третьего рельса, трансформатора, двух агрегатов с игнитронными выпрямителями, аппаратуры управления при переменном и постоянном токе, пусковых сопротивлений и шести тяговых двигателей тепловозного типа по 500 квт каждый.
Трансформатор заполнен пиранолем, который под действием мстор-насоса циркулирует через охладитель, установленный на баке трансформатора. На баке трансформатора смонтированы также индивидуальные элекгропневматические контакторы для переключения ступеней трансформатора. В каждом выпрямительном агрегате смонтировано по шесть игнитронов для питания тяговых двигателей
Дн—
1
1—^б/v ~ WWVVWV *
Рис. 218
и по два игнитрона для питания вспомогательных машин постоянного тока, а также аппаратура зажигания игнитронов. Главные и вспомогательные игнитроны имеют общую систему водяного охлаждния.
На рис. 218 приведена упрощенная схема силовых цепей электровоза. Вторичная обмотка трансформатора имеет выводы для грубою регулирования напряжения. Предусмотрено четыре ступени с переключением посредством переходных сопротивлений. Выпрямление переменного тока осуществляется тремя группами вентилей, которые по четыре соединены в три отдельных моста. Выпрямители питаются от трансформатора через реакторы, обеспечивающие равномерное распределение нагрузок. Тяговые двигатели питаются от общих шин трех выпрямителей через полуобмотки сглаживающего реактора, включенные со стороны «плюса» и «минуса» выпрямителей.
258
Пуск и регулирование скорости в основном осуществляются способами, применяемыми на электровозах постоянного тока, В режиме переменного тока тяговые двигатели имеют два соединения: по три последовательно в две параллельные цепи и по два последовательно в три параллельные цепи. На первом соединении предусматривается реостатный пуск при питании выпрямителя от низшей ступени трансформатора. После перехода на второе соединение вновь производится реостатный пуск, а затем дальнейшее повышение скорости движения электровоза за счет переключения ступеней трансформатора.
В режиме постоянного тока питание тяговых двигателей переводится на токоприемники постоянного тока, причем напряжение от них подводится с двух сторон цепи двигателей, а соединение с «землей» предусматривается в средней части схемы. В этом режиме двигатели имеют два соединения: по два последовательно в три параллельные цепи и все параллельно. Регулирование осуществляется реостатами.
Вспомогательные машины в режиме переменного тока питаются от вспомогательных игнитронов, включаемых также по мостовой схеме. Пусковые сопротивления имеют принудительную вентиляцию от двух отдельных мотор-вентиляторов, двигатели которых включены на зажим пусковых сопротивлений и работают с понижением скорости вращения по мере выключения сопротивлений.
В связи с наличием воздушных линий связи на электровозах предусмотрено подавление высших гармоник тока посредством фильтров, состоящих из емкостей и омических сопротивлений, которыми шунтирован каждый мостовой выпрямитель. Защита игнитронов осуществляется выключением зажигания.
§ 6. ЭЛЕКТРОВОЗЫ ФРАНЦУЗСКИХ ЖЕЛЕЗНЫХ ДОРОГ
Во Франции первый электровоз с выпрямителями был построен фирмой Альстом для опытного участка переменного тока 50 гц Ла-Рош-сюр-Форон —Экс-ле-Бен. Это был четырехосный электровоз со сцепным весом около 80 т мощностью (длительной) 2 000 квт и с максимальной скоростью 105 км/ч. Электровоз оборудовав ртутными выпрямителями воздушного охлаждения с постоянной дугой возбуждения (экситронами).
Для первого эксплуатационного участка переменного тока Ва-лансьенн —Тионвилль выпрямительные электровозы поставлялись фирмой Шнейдер. В связи с благоприятными результатами эксплуатационных испытаний эти электровозы приняты в качестве основного типа для железных дорог, электрифицируемых на переменном токе.
Четырехосный электровоз фирмы Шнейдер имеет сцепной вес 84 т, мощность часового режима 2 640 квт при скорости 46 км/ч, максимальную скорость 120 км/ч. Электровоз выполнен на двухос-
259
них тележках, тяговые двигатели имеют опорно-рамное подвешивание, кузов выполнен с центральной кабиной.
Электрооборудование электровоза состоит из двух токоприемников, разрядника, высоковольтного воздушного выключателя с разрывной мощностью 200 мгва (см. рис. 167), трансформатора мощностью 3 840 ква при напряжении сети 22,5 кв со ступенчатым регу-
лированием напряжения на стороне высокого напряжения и с принудительным масляно-воздушным охлаждением.
Выпрямление переменного тока осуществляется по схеме с нулевым выводом восемью игни тронами; каждые два игнитрона питают один тяговый двигатель (рис. 219). Выпрямленное напряжение на последней ступени 675 в. Для сглаживания пульсаций в цепь каждого двигателя включен индивидуальный сглаживающий реактор со стальным сердечником и принудительным воздушным охлаждением.
Кроме регулирования ступенями трансформатора, которых имеется 20, не считая промежуточных с введенным в цепь переходным сопротивлением, используемых при тяжелых пусках, предусмотрены четыре ступени ослабления поля тяговых дви* гателей. Ослабление поля производится шунтированием об-сопротивлениями с индуктивны-бление поля до 45%. В силовой
Рис. 219 моток возбуждения омическими ми шунтами. Максимальное осл
цепи отсутствуют линейные контакторы и разъединители, а неис-
правные двигатели отключаются выключением зажигания соответствующих вентилей.
Тяговые двигатели шестиполюсные, выполнены на кремнеорганической изоляции. Мощность часового режима каждого двигателя при напряжении 675 в и пульсирующем токе 660 кет.
ГЛАВА X
ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ ЭЛЕКТРОВОЗОВ СО СТАТИЧЕСКИМИ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯМИ
§ 1. ЭЛЕКТРОВОЗЫ ВЫПРЯМИТЕЛЬНОГО ТИПА
Электровозы со статическими преобразователями являются наиболее «молодыми» в техническом развитии. Нельзя считать, что в настоящее время уже исчерпаны возможности' этой системы в построении схем и конструкции оборудования. Можно ожидать дальнейших крупных успехов в усовершенствовании ртутных вентилей. В ближайшие годы, очевидно, будут созданы мощные полупроводниковые выпрямители, которые открывают новые возмож-
ности в конструировании электровозов со статическими преобразователями.
При дальнейшем сокращении габаритных размеров ртутных вентилей и снижении их стоимости в массовом производстве возможно внедрение схем с плавным сеточным регулированием по типу,представленному на рис. 117, применение которых сейчас затруднено увеличением числа вентилей в полтора раза.
Полупроводниковые выпрямители могут во всех схемах без сеточного регулирования
Рис< 220
быть использованы вместо ртутных вентилей. В этом случае будет достигнуто уменьшение ^габаритных размеров выпрямительных устройств и значительное упрощение системы охлаждения выпрямителей в связи с более высокими рабочими температурами полупроводниковых выпрямителей новых типов.
При полупроводниковых выпрямителях отпадут трудности в осуществлении мостовых схем выпрямления. Можно устранить переходные реакторы в схемах ступенчатого регулирования и осуществлять переходы переключением вентилей, как это показано на рис. 220. Преимущество такой сх<мы, кроме отсутствия переходных реакторов, состоит в том, что прй регулировании коэффициент мощности электровоза не снижается токами намагничивания реакторов. Хотя число ступеней в этом случае сокращается и для осуществления заданного числа ступеней требуется большее количество выводов трансформатора, но этот недостаток может быть устранен применением известных схем с выравнивающими или вольтодобавочными трансформаторами.
261
Необходимо также отметить, что при относительно высоком выпрямленном напряжении электровозов новые полупроводниковые выпрямители (германиевые, кремневые) будут состоять, так же как и известные в настоящее время типы полупроводниковых выпрямителей, например, селеновых, из ряда последовательных элементов. В связи с этим для полупроводниковых выпрямителей отпадают некоторые ограничения, которые приходится учитывать при применении ртутных вентилей. Так, например, при переходе к мостовой схеме выпрямления для сохранения к. п. д. выпрямителя не требуется удвоения выпрямленного напряжения по сравнению со схемой с нулевым выводом, так как число элементов в схеме и потери в них остаются неизменными.
№ ступени
1 U45S7
1 г з
5 6
3
2 3
3 Ч
<7 5
5 6
Рис. 221
По этим же соображениям полупроводниковые выпрямители не ограничивают выбор более низкого выпрямленного напряжения, так как с понижением напряжения можно соответственно уменьшить число последовательных элементов в группе, заменяющей один вентиль, и потери в выпрямителе не возрастут.
В связи с этими особенностями возможно применение схемы рис. 221, предложенной преф. Розенфельдом В. Е.и Чеботаревым Е. В., в которой выпрямительное устройство состоит из последовательной цепи ряда выпрямителей, выполненных по мостовой схеме и питаемых от отдельных секций трансформатора. Первая ступень напряжения получается включением контактора 1. При этом включается выпрямительная секция I и к тягсвым двигателям подводится напряжение J/2 Д(7в. Далее замыкается контактор 262
2 и параллельно секции 1 присоединяется выпрямительная секция //, напряжение которой равно Д£/„, т. е. напряжение на двигателях повышается до At/e. На следующей ступени секции Ц и I включаются последовательно и выпрямленное напряжение возрастает до 3/2 ДС/в. Благодаря вентилю V введение в цепь секции 1 происходит без разрыва цепи.
Полупроводниковые выпрямители большой мощности в настоящее время неуправляемы. Поэтому при замене ртутных вентилей полупроводниковыми невозможно осуществление рекуперативного торможения. Однако введение этого вида торможения на электровозах имеет большое значение, тем более, что характеристики рекуперативного торможения электровозов переменного тока значительно совершеннее, чем электровозов постоянного тока. Первые имеют непрерывное поле ступеней скорости в режиме рекуперации, позволяющее легко осуществлять регулирование скорости в широких пределах и доводить режим рекуперации при служебном торможении, когда не требуются большие замедления, почти до полной остановки поезда.
Поэтому отказ от рекуперативного торможения на магистральных электровозах ради преимуществ полупроводниковых выпрямителей может оказаться не всегда желательным. Однако возможность
регулирования угла зажигания режима сохраняется, если полупроводниковыми выпрямителями заменить только часть ртутных вентилей. Например, в мостовой схеме по рис. 2 два вентиля могут быть неуправляемыми.
§ 2. ЭЛЕКТРОВОЗЫ С БЕСКОЛ-ЛЕКТОРНЫМИ ДВИГАТЕЛЯМИ
Кроме электровозов выпрямительного типа, в которых статические преобразователи
и осуществления инверторного
Рис. 222
используются как выпрямители переменного тока для питания тяговых двигателей постоянного тока, в принципе осуществимы системы электровозов со статическими преобразователями и бес-коллекторными тяговыми электродвигателями.
Статическими преобразователями можно преобразовывать однофазный ток в трехфазный регулируемой частоты. Однако изучение подобных систем показывает, что они чрезмерно сложны. Удовлетворительное решение получается только при двойном преобразовании — однофазного тока в постоянный с последующим преобразованием постоянного тока в трехфазный. Оборудование, необходимое для двойного преобразования, получается чрезвычайно сложным, а коэффициент полезного действия неудовлетворительным.
263
Рис. 224
Попытки упрощения системы преобразования приводят к схемам так называемых вентильных двигателей, в которых коммутация тока осуществляется не механическим выпрямителем (коллектором), а вентилями.
Первая схема вентильного однофазного двигателя, предложенная Керном (рис. 222), была построена применительно к многоанодным ртутным выпрямителям. Эта схема отличается крайне низким использованием обмотки статора двигателя,' из 12 фаз которой в каждый момент времени используется только одна. Коэффициент ис-
пользования обмотки статора составляет всего 0,39 при условном допущении мгновенной коммутации। тока в обмотке двигателя. Лучший показатель имеет так называемый тиратронмотор (рис. 223), разработанный в США. Здесь коэффициент использования обмотки статора достигает 0,67.
В 1935 г. автором были предложены схемы вентильного двигателя (рис. 224) с коэффициентом использования0,95.
Применению подобных схем препятствует необходимость в самостоятельной системе вентилей на каждый двигатель электровоза, что приводит к неприемлемо большому числу вентилей. Например, для шестиосного электровоза потребуется 6X12 = 72 вентиля.
Необходимость в самостоятельной системе вентилей для каждого двигателя определяется индивидуальным приводом осей электровоза, при котором нет синфазности вращения якорей тяговых двигателей, тогда как принцип работы вентильного двигателя основан на управлении вентилями строго синфазно с ротором двигателя.
Технический уровень статических преобразователей довоенного времени и безусловные преимущества индивидуального привода по ерсАшению с шатунными групповыми приводами препятствовали практическому применению вентильных двигателей. В настоящее время имеются некоторые предпосылки к осуществлению электровоза с вентильными двигателями. К их числу относятся сов-264
ременные конструкции вентилей и некоторые работы по осуществлению механически связанных приводов каждой тележки электровоза. Известны, например, конструкции электровозов французских железных дорог серий 9003 и 9004, в которых при индивидуальном приводе осей двухосной тележки предусматривалась механическая связь между двигателями одной тележки посредством промежуточных шестерен. Известны также новые четырехосные выпрямительные электровозы фирм Альстом и Шнейдер с двумя двигателями—по одному на каждую тележку — и приводом двух осей от каждого из них. Не исключена возможность также осуществления трехосной тележки со связанным приводом трех осей от двух двигателей.
При создании приводов подобного типа на каждую тележку потребуется 12 вентилей, или 24 вентиля на шестиосный электровоз, что уже может быть приемлемым, учитывая дальнейшее усовершенствование управляемых вентилей и снижение их стоимости при массовом производстве.
Л ИТЕРАТУРА
1. Б. М. Шляпошников. Выпрямление однофазного тока управляемыми ионными преобразователями, издательство АН СССР, 1937.
2. И. Л. Каганов. Электронные и ионные преобразователи, части 2-я и 3-я. Госэнергоиздат, 1955 — 1956.
3. С. А. Петров. Расчет скорости движения . ртутновыпрямительного электровоза и фазы основной гармоники его первичного тока. Сборник АН СССР «Вопросы электрификации ж. д. на однофазном токе», .издательство АН СССР, 1957.
4. В. А. Голованов. Определение гармонических составляющих и эквивалентного мешающего тока в контактной сети при работе электровозов с ионными преобразователями. Сборник АН СССР «Вопросы электрификации ж. д. на однофазном токе», издательство АН СССР, 1957.
5. Б. Ш. Табачник и Б. Н. Тихменев. Электровозы переменного тока промышленной частоты. Вестник электропромышленности № 9. Госэнергоиздат, 1956.
6. А. Б. Иоффе Тяговые электрические машины. Госэнергоиздат, 1957. *
7. Б. Н. Тихменев и Л. М. Трахтман. Подвижной состав электрических железных дорог, электрическая '..часть. Траисжелдориздат, 1951.
8. Б. Н. Тихменев, Л. М. Трахтман, 3. М. Рубчинский. Подвижной состав электрических железных дорог, электрическая часть. Т рансжелдориздат, 1939.
9. Электровозы однофазного тока промышленной частоты, -под редакцией канд. техн, наук Л. М. Трахтмана. Траисжелдориздат, 1956.
10. R. D. Charlton, Graphic Aids for Calculating Rectifier Locomotive Performance, vol 74, pt. II, 1955.
11. R. Jotten und L. Lebrecht, Die Primarstrome der Stromrichterloko-motive in Fahrleitungsnetz und Drehstromnetz, ETZ, Ausgabe A, H7, 1956.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Предисловие....................... . . , .3
Глава I. Системы электровозов переменного тока . 5
§ 1. Общие сведения.......................................... 5
§ 2. Электровозы с коллекторными двигателями.................. 7
§ 3. Мотор-генераторные электровозы........................... 9
§ 4. Электровозы с асинхронными тяговыми двигателями .... 11
§ 5. Электровозы со статическими преобразователями............14
Глава II. Основные характеристики электровозов со статическими преобразователями......................................... 19
§ 1, Выпрямление однофазного тока и регулирование выпрямленного напряжения ........................................ . 19
§ 2. Сглаживание пульсации выпрямленного тока.................33
§ 3. Процесс коммутации тока..................................54
§ 4. Совместное влияние индуктивности трансформатора и индуктивности цепи выпрямленного тока............................64
§ 5- Влияние омических сопротивлений и к. п. д. выпрямителя . 87
Глава III. Взаимодействие электровоза с питающей сетью 93
§ 1. Влияние сопротивления сети............... . . , . 93
§ 2. Способы улучшения коэффициента мощности . . . . . . 109
§ 3. Влияние тока тяговой сети на цепи связи.............. . 122
Г лава IV. Работа тяговых двигателей при пульсирующем напряжении 131
§ 1. Общие сведения..........................................131
§ 2. Сглаживание пульсаций тока и магнитного потока возбуждения .................................................... 132
§ 3. Специальный двигатель для работы от пульсирующего напряжения ..................................................141
Глава V. Регулирование скорости и силовые схемы...............'145
§ 1. Регулирование на вторичной обмотке трансформатора . . . 145
§ 2. Регулирование на стороне высокого напряжения..........154
§ 3. Сеточное регулирование................................160
§ 4. Ослабление поля тяговых двигателей....................165
§ 5. Силовые схемы........................................- 166
Глава VI. Электрическое торможение .... . . ... 174.
§ 1. Реостатное торможение............................. ... 174
§ 2. Рекуперативное торможение .... ... 174
Глава VII. Системы управления ............................... 184
§ 1. Схемы с индивидуальными контакторами............... . 184
§ 2. Групповые системы управления.........................188.
266
§ 3. Схемы управления вентилями и регулирование угла зажигания ....................................................190
§ 4. Схемы управления при комбинированном регулировании . . 199
Глава VIII- Основное оборудование электровозов . . 202
§ 1. Главные выключатели ............................... 202
§ 2. Трансформаторы...................................... 206
§ 3. Реакторы и анодные делители...................... 212
§ 4. Выпрямители .........................................216
§ 5. Системы охлаждения выпрямителей . ...................219
§ 6. Вспомогательные машины ..............................225
Глава IX. Выполненные электровозы со статическими преобразователями ...................... • • . - ...................232
§ 1. Первые опытные электровозы.......................... 232
§ 2. Опытный электровоз 1IKO-1.............................236
§ 3. Электровозы серии НО................................ 239
§ 4. Электровозы Пенсильванской ж. д..................• 254
§ 5. Электровозы ж. д. Нью-Йорк—Нью-Хавен . ..........257
§ 6. Электровозы французских железных дорог...............259
Глава X. Перспективы развития электровозов со статическими преобразователями .............................................. 261
§ 1. Электровозы выпрямительного типа.....................261
§ 2. Электровозы с бесколлекторными двигателями...........263
Борис Николаевич Тихменев
Электровозы переменного тока со статическими преобразователями
Обложка художника И. А. Байтина
Технический редактор П. А. Хитрое Корректор В. Ф. Малькова
Сдано в^набор 25/XI 1957 г. Подп. к печ. 7/111^1958^.
Формат^бумаги 60x92/16. Печ. листов 16,75.
Бум. листов 8,37» уч.-изд» л. 16,00, Т02459. Тираж 3 000. ЖДИ3154205. Зак. тип. 2234.
Цена 8 р. 00 к. Переплет 1 р,
ТРАИСЖЕЛДОРИЗДАТ. Москва, Басманный, туп. 6а 1-я’тнпографня Траисжелдориздата МПС Москва, Б. Переяславская, 46