Электропередачи тепловозов на Переменно- постоянном токе - Колесник И.К., Кузнецов Т.Ф.

Автор: Колесник И.К. Кузнецов Т.Ф.

Теги: тяга поездов на железных дорогах подвижной состав электротехника транспорт электрооборудование железнодорожный транспорт издательство транспорт

Год: 1978

Похожие

Электрические аппараты электровозов постоянного и переменного тока

Текущий ремонт и техническое обслуживание электровозов постоянного тока

Устройство и работа электровозов переменного тока

Текст

ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
ТЕПЛОВОЗОВ
НА ПЕРЕМЕННО-
ПОСТОЯННОМ ТОКЕ
МОСКВА «ТРАНСПОРТ» 1978
УДК 629.424.1—83
Электропередачи тепловозов на переменно-постоянном
токе. М., «Транспорт», 1978. 149 с. Авт.: И. К. Колес-
ник, Т. Ф. Кузнецов, В. И. Л и по в к а, В. С. Мар-
ченко, Ю. М. Милованов, Г. А. Михневич.
В книге рассмотрены принципы действия, устройства
и особенности настройки силовых схем передач, систем
автоматического регулирования и защиты, систем электро-
динамического тормоза тепловозов, способы повышения
использования сцепного веса тепловоза, энергоснабжения
вагонов пассажирского поезда.
Рассчитана на инженерно-технических работников, свя-
Ил. 105, табл. 11, список лит. 44 назв.
_ 31802-127
Э 049(01)-78 |27'78
© Издательство «Транспорт», 1978
Глава
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ПЕРЕДАЧИ ТЕПЛОВОЗОВ
И ПЕРСПЕКТИВЫ ИХ РАЗВИТИЯ
1. ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ
ПЕРЕДАЧ МОЩНОСТИ
Передачи мощности в автономных локомотивах преобразуют за-
данные вращающий момент и частоту вращения вала силовой установки
в переменные величины вращающего момента и частоты вращения
колесной пары. В процессе развития тепловозной тяги предлагались
и исследовались многочисленные системы передач, однако практиче-
ское применение нашли только электрическая, гидравлическая и ме-
ханическая.
Выбор типа передачи в значительной степени определяется мощ-
ностью силовой установки, а также назначением и условиями работы
локомотива. Механические передачи отличаются относительной про-
стотой конструкции, малой удельной массой, высоким коэффициентом
полезного действия (к. п. д.). Однако с увеличением передаваемой
мощности возникают серьезные трудности в изготовлении передач,
так как при этом ухудшается отвод тепла о г муфт сцепления при тро-
гании с места и разгоне поезда, увеличиваются толчки в поезде из-
за резкого изменения силы тяги при переключении ступеней скорости,
осложняется обеспечение прочности элементов и падает надежность
и долговечность работы деталей передачи. Кроме того, при механиче-
ской передаче невозможно обеспечить полное использование мощности
силовой установки в широком диапазоне скоростей движения, что для
мощных локомотивов имеет первостепенное значение.
Опытом отечественного и зарубежного локомотивостроения уста-
новлена целесообразность применения механических передач при мощ-
ностях, не превышающих 300 л. с. Область работы их ограничена авто-
мотрисами и дизель-поездами малой мощности с небольшим количест-
вом вагонов.
Гидравлические передачи отличаются низкой удельной массой и
компактностью, позволяют сократить расход цветных металлов до
2,0 — 2,5 кг/кВт, уменьшается также расход черного металла [1].
Удельная масса тепловозов с этим видом передачи колеблется в пре-
делах 25 — 50 кг/кВт в зависимости от мощности и других фак-
торов [2].
В принципе гидропередача может быть выполнена для любых мощ-
ностей, однако при повышении передаваемой силы тяги увеличиваются
трудности выполнения карданных валов между коробками передач и
осевыми редукторами, ухудшаются условия их работы. При длитель-
ном разгоне тяжелых поездов, а также на крутых затяжных подъемах
з
возникают большие потери в гидротрансформаторе, вызывающие слож-
ности создания систем охлаждения. Существенным недостатком гидрав-
лических передач является то, что при одинаковых условиях эксплуа-
тации и конструкции дизелей тепловозы с гидропередачей расходуют
топлива на 4 — 6% больше по сравнению с тепловозами, оборудован-
ными электрической передачей [1].
В мировой практике тепловозостроения сложилось представление
о рациональности использования этого вида передачи только для теп-
ловозов малой и средней мощности, выполняющих маневровую и лег-
кую поездную работу. Только ФРГ, имеющая значительные успехи
в этой области, считает целесообразным применять гидропередачи
для тепловозов практически любой мощности, однако, начиная с
1963 г., и она возобновила производство тепловозов с электрической
передачей [3].
В Англии опыт эксплуатации магистральных тепловозов с гидро-
передачей не дал положительных результатов. При сравнении теп-
ловозов с различными видами передач было установлено, что гидрав-
лические передачи магистральных локомотивов недостаточно надежны
в эксплуатации в основном из-за дефектов изготовления. Расходы на
ремонт их также оказались выше, чем у электрических. Для манев-
ровой службы британские железные дороги заказывают тепловозы с
обоими видами передач [2].
США и Франция, ранее традиционно применявшие только тепло-
возы с электрической передачей, для накопления опыта простроили
и ввели в опытную эксплуатацию мощные тепловозы с гидропереда-
чей. Так, в США в опытной эксплуатации с 1963 г. находятся 24 теп-
ловоза мощностью 4000 л. с. с гидравлической передачей.
В Японии, несмотря на преимущественное применение электриче-
ской тяги, для маневровой и легкой поездной работы применяются теп-
ловозы с гидропередачей.
На советских железных дорогах область применения гидравли-
ческих передач в основном ограничена маневровыми локомотивами
малой (300 — 500 л. с.) и средней (750 — 1200 л. с.) мощности. Опыт
эксплуатации построенных ранее магистральных тепловозов не дал
положительных результатов.
Несмотря на высокую стоимость, значительную массу, потреб-
ление большого количества дефицитных материалов около 80% ми-
рового парка составляют тепловозы с электропередачей на постоян-
ном токе [21. Такое исключительное распространение постоянного тока
в тяговом электроприводе объясняется в основном высокой приспособ-
ленностью электродвигателя постоянного тока к условиям тяги, что
в свою очередь обеспечивает полную автоматизацию регулирования
передачи при помощи относительно несложных устройств.
В течение послевоенного периода развитие этого типа передач
шло по пути совершенствования применяемых электрических машин,
систем их регулирования, увеличения мощности и надежности работы
при снижении удельных масс, габаритов, стоимости.
Экономичность тепловоза существенно зависит от к. п. д. передачи.
Генераторы современных мощных магистральных тепловозов, рабо-
4
тающих в продолжительном режиме, имеют к. и. д. 94 — 96%, а тяго-
вые электродвигатели с учетом к. п. д. зубчатой передачи — 89—91%,
общий к. п. д. — 84 — 87%. Так, при скорости продолжительного ре-
жима к. п. д. генератора ГП-311Б тепловоза 2ТЭ10Л составляет
93,6%, тяговых электродвигателей ЭД-107А мощностью 305 кВт —
89,2% и общий к. п. д. электропередачи — 83,5%. Максимального зна-
чения 88% общий к. п. д. достигает при работе электродвигателей на
первой ступени ослабления возбуждения.
Для тяговых электрических машин характерен показатель удель-
Gn-10-з
ного использования материалов: для генераторов ---------, для элек-
г г^рег
тродвигателей — ...”hom «per. Этот показатель учитывает влияние на
• дЯщах
использование материалов машин частоты вращения якоря п и диапа-
зона регулирования напряжения крег, а для тяговых двигателей и диа-
пазона изменения частоты вращения якоря. Менее важен массовый
показатель, т. е. масса на единицу номинальной мощности G/PHOM.
По мере развития тепловозостроения происходило улучшение этих
показателей. Генератор МПТ 99/47А мощностью 1350 кВт тепловоза
ТЭЗ имел показатель удельного использования материалов 2,92 кг/кВт,
а массовый — 5,6 кг/кВт, в то время как генератор ГП-311Б мощностью
2000 кВт тепловоза 2ТЭ10Л — 2,67 и 4,67 кг/кВт соответственно. Тя-
говый электродвигатель ЭДТ-200Б мощностью 206 кВт имел соответ-
ствующие показатели на уровне 5,25 и 15,5 кг/кВт, а двигатель
ЭД-107А — 3,85 и 10,1 кг/кВт. За счет применения более качественных
электротехнических материалов показатель удельного использования
материалов для генераторов может быть снижен до величины порядка
2,0 кг/кВт, а для тяговых двигателей — до 3 кг/кВт.
Достигнутый уровень отечественных и зарубежных тепловозных
генераторов постоянного тока характеризуется основными магнит-
ными, электрическими и конструктивными параметрами, приведен-
ными в табл. 1.
Предельное значение параметров тепловозных генераторов постоян-
ного тока ограничено следующими величинами:
Индукция в воздушном зазоре В& при номинальном режиме
высшего напряжения, Гс.................................. 6500—7500
Линейная нагрузка А, А/см . ............................ 500—550
Тепловой фактор А;я, А2/(см-мм2)........................ 3000—4000
Внешний диаметр станины £)Ст, см ....................... 160
Наибольший диаметр якоря £)я, см ....................... 120
Длина сердечника якоря Ln, см........................... 50—55
Наибольшая мощность по условиям благоприятной коммута-
ции при частоте вращения якоря 1000 об/мин, кВт .... 2000
Как видно из табл. 1, выпускаемые тяговые генераторы являются
высокоиспользованными электрическими машинами, их параметры
близки к предельным как по использованию магнитных и электри-
ческих свойств, так и по условиям коммутации и габаритам.
5
Таблица 1
Тип генератора Изготовитель Мощность продол- жительного режима рпр, кВт Частота вращения якоря п, об/мин I Магнитная индукция в воздушном зазоре В6, Гс Максимальная маг- нитная индукция ^бтах’ Линейная нагрузка якоря А, А / см Тепловой фактор я, А2 ; Диаметр я.чоря см Длина якоря см 1 Полюсное деление т, см
см•мм2
ГП-300Б Электротяжмаш (СССР) 780 750 6900 10 000 500 2700 84 440 33
гп-зю То же 2000 1000 5500 8 500 534 '3170 120 430 37,6
ГП-311Б » 2000 850 6550 8 250 526 3270 120 494 37,7
ГП-312 » 1270 750 6400 10 000 500 2700 99 500 31
GT-581 GE (США) 1250 1000 6700 10 500 525 2820 109 490 34,2
Исследования, выполненные научно-исследовательским институ-
том тяжелого электромашиностроения (НИИЭТМ), показали, что для
тяговых генераторов со сложной двухходовой петлевой якорной обмот-
кой предельной величиной по коммутационным параметрам является
произведение расчетной мощности на частоту вращения якоря (Ррп),
которое не должно превышать величины 3 • 106 кВт • об/мин, где
расчетная мощность Рр = Рномкг = IH0MUmax. Следовательно, при
частоте вращения коленчатого вала дизеля 1000 об/мин и коэффициенте
регулирования генератора кг = 1,5 предельная мощность генератора
Р = 2000 кВт.
Отечественные и зарубежные тяговые электродвигатели характе-
ризуются основными электрическими, магнитными и конструктивными
параметрами, приведенными в табл. 2.
Предельная мощность тепловозных тяговых электродвигателей
постоянного тока в габаритах обычной опорно-осевой подвески при
Таблица 2
Тип двигателя Изготовитель Рпр, кВт П, об/мин Вб> Гс А, А/см А2 Класс изоля- ции °Я, см Ч см
см•мм2
ЭД-128 Электротяж- маш (СССР) 608 1910 9 500 650 3520 н 600 380
ЭД-107 То же 305 2290 9 500 502 2840 в 49,3 43,0
ЭД-112 » 408 2320 9 500 675 4430 н 49,3 38,0
ЭД-118А » 305 2290 9418 502 2840 — 49,3 43,0
GE-752E GE (США) 268 2280 10 750 655 4080 н 49,6 38,4
GE-761 GE (США) 198 3100 10 000 475 4000 н 46,0 26,0
6
диаметре колесной пары 1050 мм по условиям допустимых электри-
ческих и магнитных нагрузок составляет величину порядка 450 кВт,
а предельная при этом частота вращения якоря по условиям благо-
приятной коммутации — не более 2200—2300 об/мин.
Рост грузооборота и скоростей движения на железных дорогах на-
шей страны настоятельно выдвигает необходимость увеличения сек-
ционной мощности локомотивов. По данным Всесоюзного научно-
исследовательского института железнодорожного транспорта (ЦНИИ)
МПС на ближайшую перспективу предполагается создание мощных
грузовых тепловозов с повышенной нагрузкой от оси на рельс, ос-
новные параметры которых приведены в табл. 3.
Для тепловозов мощностью более 3000 л. с. в секции применение
генераторов постоянного тока вызывает серьезные затруднения по обес-
печению нормальной коммутации. Для решения этой проблемы
НИИЭТМ был спроектирован и изготовлен опытный генератор по-
стоянного тока типа ГП-313 мощностью 2700 кВт при 1000 об/мин.
Этот генератор имеет якорь с двухходовой несимметричной обмоткой,
которая дает возможность удвоить мощность по сравнению с мощ-
ностью якоря при одноходовой обмотке. Однако необходимость, кро-
ме уравнительных соединений первого рода, иметь в якоре еще урав-
нительные соединения третьего рода усложняет конструкцию гене-
ратора и уменьшает его эксплуатационную надежность.
Ограничение мощности генератора постоянного тока при дальней-
шем росте секционных мощностей тепловозов вызвало необходимость
разработки передач с электрическими машинами переменного тока.
Наиболее просто осуществляется замена тягового генератора постоян-
ного тока синхронным генератором при питании тяговых электродви-
гателей постоянного тока через выпрямительную установку, выпол-
ненную на силовых полупроводниковых вентилях. Переход на гене-
раторы переменного тока позволяет практически снять ограничение по
коммутации и опасности возникновения круговых огней на коллекто-
рах. В этой передаче, получившей наименование передачи переменно-
постоянного тока, благоприятные массовые показатели и высокая
Таблица 3
Основные параметры Мощность в секции, л. с.
3000 4000 6000
Количество осей 6 6 6 8
Нагрузка от оси иа рельсы, тс 23 25—27 25—27 25—27
Сцепной вес, тс 138 150—162 150—162 200—216
Сила тяги продолжительного режима, кН 260 300—360 360 500 —540
Коэффициент тяги продол- жительного режима .... 0,188 0,186—0,24 0,222—0,24 0,232—0,27
Скорость продолжительного режима, км/ч 24 27—33 34 25—33
7
эксплуатационная надежность синхронного генератора, не имеющего
практически ограничения по мощности, а также небольшая масса и
отсутствие подвижных элементов у выпрямителя сочетаются с про-
стотой регулирования и высокими тяговыми свойствами двигателей
постоянного тока.
Как уже упоминалось выше, мощностные возможности тяговых
двигателей постоянного тока пока не лимитируют потребности транс-
порта в больших секционных мощностях. Однако тяжелые условия
его работы, высокая коммутационная, тепловая и механическая на-
пряженность приводят к частым неисправностям, особенно коллектор-
но-щеточного аппарата и обмотки якоря.
Наиболее полно проблему решает применение вместо тягового дви-
гателя постоянного тока асинхронного короткозамкнутого двигателя.
Использование на тепловозах передачи на переменном токе вызывает
серьезные затруднения вследствие сложности регулирования скорости
асинхронных электродвигателей и их пуска.
Возможность видоизменять характеристику асинхронного двига-
теля по требуемому закону доказана давно [4], но практическому осу-
ществлению этого препятствовала сложность и громоздкость машинного
оборудования для регулирования напряжения и частоты тока. Только
в последнее время в связи с развитием полупроводниковой техники и
появлением управляемых вентилей открылись новые возможности
осуществить более рациональный способ частотного регулирования
асинхронных электродвигателей.
Переход на использование в качестве тяговых электрических ма-
шин переменного тока открывает новую страницу в области передач
мощности тепловозов и позволяет существенно повысить надежность
ее работы при значительном улучшении весовых и габаритных пока-
зателей.
2. ПЕРЕДАЧИ ПЕРЕМЕННО-ПОСТОЯННОГО ТОКА
Электропередача переменно-постоянного тока (ППТ) была предло-
жена в Советском Союзе в 1956 г. И. Б. Башуком [6]. В конце 60-х
годов ряд ведущих тепловозостроительных предприятий и зарубежных
фирм вплотную приступили к ее разработке.
Первым был оборудован такой передачей французский тепловоз
серии 67000 мощностью 2400 л. с. (1963 — 1964 гг.), выпускавшийся
ранее с передачей постоянного тока. В течение 70-х годов фирмой
«Альстом» были созданы опытные образцы тепловозов с передачей
ППТ серии 67300 мощностью 2400 и 2800 л. с., серии СС70000 мощ-
ностью 4800 л. с. с двумя дизелями, бироторным синхронным гене-
ратором и мономоторными тележками, в 1967 г. — тепловоз СС72000
мощностью 3600 л. с., принятый для серийного производства [41].
В США тепловозы с передачей ППТ мощностью 3000 — 3600 л. с.
выпускаются с 1964 г. фирмами «Дженерал моторе», «Дженерал элект-
рик» и «Алко» [38]. В Англии фирма «Браш» разработала на базе серий-
ного тепловоза типа 4 тепловоз «Кестрел» с передачей ППТ мощностью
4000 л. с. [39].
8
В СССР Ворошиловградским тепловозостроительным заводом
им. Октябрьской революции в 1967 г. был начат выпуск тепловозов
ТЭ109 с передачей ППТ. Передача этих тепловозов разработана
НИИЭТМ, а электрооборудование изготовлено харьковским заводом
«Электротяжмаш», кроме выпрямительной установки, поставленной
Таллинским электротехническим заводом.
Основные технические параметры тепловоза ТЭ109:
Мощность дизеля, л. с........................................ 3000
Осевая характеристика........................................Зо—30
Полная масса, т................................................120
Конструкционная скорость, км/ч.............................. 100
Мощность на валу ТЭД, кВт.....................................1830
Сила тяги при трогании, кН.....................................392
Скорость продолжительного режима, км/ч......................... 24
Полное использование мощности дизеля до скорости, км/1 . . 100
Номинальный к. п. д„ передачи, %.............................. 84
На тепловозе ТЭ109 установлены синхронный тяговый генератор
(СГ) типа ГС501, выпрямительная установка (ВУ) УВКТ-2, тяговые
электродвигатели ЭД107А. Синхронный генератор представляет собой
12-полюсную машину с двумя трехфазными обмотками на статоре,
сдвинутыми относительно друг друга на 30° эл. Ток подводится к по-
люсам при помощи двух колец и шести щеток, съем рабочего тока —
от шести неподвижных шин статора.
По сравнению с генераторами постоянного тока синхронный гене-
ратор обладает следующими преимуществами.
1. Снимается ограничение по мощности. В приемлемых для теп-
ловоза габаритах синхронный генератор может быть выполнен для
локомотивов секционной мощностью до 10 000 л. с.
2. Более высокая надежность, так как генератор не имеет коллек-
торно-щеточного аппарата и сложной, подверженной износу изоляции
силовой обмотки, расположенной на вращающейся части машины —
якоре. Надежность работы колец и щеток несоизмеримо повышается
из-за отсутствия явлений коммутации и относительно малых мощно-
стей, передаваемых на вращающуюся часть СГ — ротор, составляющих
не более 1,5% полной. Надежность изоляции полюсов достигается
пропиткой их обмотки эпоксидным компаундом, придающим ей мо-
нолитность и исключающим попадание влаги. Надежность изоляции
силовой обмотки — обмотки статора значительно выше, потому что она
неподвижна.
3. Существенно уменьшается масса благодаря отсутствию коллек-
тора, повышению электромагнитных нагрузок и улучшению тепло-
отвода. Преимущества синхронных генераторов подтверждаются дан-
ными табл. 4.
4. Значительно уменьшаются затраты меди и электротехнической
стали. Это хорошо видно из сравнения расходов меди для генераторов,
приведенных в табл. 5. Расход стали для генератора ГС-501А высоко-
9
Таблица 4
Тип генератора Масса, кг Мощность, кВт Частота вращения, об/мин Удельная мощность, кВт/кг
ГС-501 6000 2190 1000 0,365
ГП-311Б 8600 2000 1000 0,233
ГС-504 6500 2750 1000 0,422
ГП-313Б 9000 2700 1000 0,300
легированной 2077, низколегированной — 3000 и общий — 5077 кг, а
для генератора ГП-311Б соответственно 3690, 3500 и 7190 кг.
5. Уменьшается стоимость за счет снижения расходов цветных ме-
таллов и электротехнической стали и снижения трудоемкости вслед-
ствие упрощения конструкции и технологии изготовления.
6. Сокращается стоимость ремонта вследствие упрощения конструк-
ции и технологии и увеличения пробегов между ремонтами.
7. Значительно упрощается обслуживание и уменьшаются эксплуа-
тационные расходы. В связи с отсутствием коллектора отпадает не-
обходимость в его обточке, шлифовке, продорожке. Из-за уменьшения
количества щеток на контактных кольцах и меньшего их износа сни-
жается время на профилактические осмотры и увеличиваются пробеги
между ними.
Следует отметить, что преимущества синхронного генератора не-
сколько уменьшаются из-за необходимости применения выпрямитель-
ной установки, имеющей относительно сложную конструкцию и боль-
шие габаритные размеры.
На первых тепловозах ТЭ109 в выпрямительной установке УВКТ-1
были применены полупроводниковые вентили ВК2-200-8. Установка
состоит из двух трехфазных мостов, параллельно включенных через
уравнительный реактор. Каждый мост имеет шесть плеч. В плече вен-
тили включены по два последовательно и по восемь параллельно, всего
192 вентиля. Выпрямительная установка рассчитана на максимальный
Таблица 5
Узлы Масса меди, кг
ГС-501А ГП-311Б J
Обмотка статора (якоря) 437,5 375,1
Обмотки полюсов 355,9 432,2
Коллектор — 696,6
Итого 793,4 1503,9
10
ток 6300 А, продолжительный 4320 А, максимальное напряжение 700В.
Установка имеет к. п. д. 98,5%.
Для выравнивания напряжения на вентилях были применены ре-
зисторно-емкостные делители (цепочки RC) и система сигнализации
пробоя вентилей. Конструктивно ВУ представляет собой два шкафа
размером 1600 X 940 X 700 мм, массой 650 кг с принудительной вен-
тиляцией производительностью 130 м3/мин.
Освоенное в последнее время массовое производство лавинных вен-
тилей дает новые возможности упрощения конструкции и улучшения
ВУ [7, 8]. Лавинные вентили допускают работу без устройств для вы-
равнивания обратных напряжений и снятия периодических коммута-
ционных перенапряжений, обладают высокой надежностью в эксплу-
атации.
Применение лавинных вентилей типа ВЛ-200 класса 10 и выше
создает перспективу для выполнения ВУ с одним вентилем последо-
вательно в плече. Однако такое соединение не имеет резерва при пробое
вентиля, в результате чего наступает внутреннее короткое замыкание.
Предотвращение возникающего аварийного режима может быть до-
стигнуто включением последовательно с вентилем плавкого предохра-
нителя.
Полупроводниковой промышленностью освоено производство си-
ловых вентилей высокого класса и на большие токи, что позволит
значительно уменьшить габариты ВУ, ее массу, потери мощности и
стоимость.
В передаче переменно-постоянного тока применяются тяговые элек-
тродвигатели постоянного тока с последовательным возбуждением,
обладающие высокими тяговыми свойствами (большой вращающий
момент, широкий диапазон изменения частоты вращения, допустимость
значительных перегрузок, относительная простота и плавность регу-
лирования и т. д.). Однако, как указывалось ранее, для тепловозов
секционной мощностью 4000 л. с. их параметры приближаются к пре-
дельным по использованию электромагнитных свойств материалов и
коммутации.
Для возможности выполнения надежных тяговых электродвига-
телей проектируемых мощных грузовых тепловозов предполагается
переход на диаметр колесной пары 1250 мм вместо применяемого
1050 мм. Увеличение диаметра колеса на 200 мм позволяет создавать
двигатели с диаметром якоря 660 мм в шестиполюсном исполнении, для
тепловозов мощностью 6000 л. с. и более с компенсационной обмоткой.
Одновременно с применением нового вида изоляции — полиимидной
пленки это позволит создавать надежные тяговые электродвигатели для
восьмиосных тепловозов мощностью до 8000 л. с. включительно.
Для перспективных тепловозов проработано исполнение тягового
и вспомогательного генераторов в одном агрегате. Вспомогательный
синхронный генератор выполняется с самовозбуждением и имеет
обычно две трехфазные обмотки, одна из которых предназначена для
питания выпрямленным током обмотки возбуждения тягового гене-
ратора, а вторая — потребителей собственных нужд тепловоза, а на пас-
сажирских — энергоснабжения поезда. Такое исполнение агрегата поз-
11
воляет снизить его габариты и массу, а самовозбуждение вспо-
могательного генератора — уменьшить количество электрических
машин.
Особенностью перспективных тепловозов является оборудование
их системой электрического торможения, которое обеспечивается пере-
водом тяговых электродвигателей в генераторный режим. Кинетиче-
ская энергия движущегося поезда превращается в электрическую
и гасится в специальных тормозных сопротивлениях. Электрическое
торможение позволяет повысить допустимую скорость движения поез-
дов на уклонах за счет большой его эффективности при больших ско-
ростях, уменьшить использование пневматических тормозов и тем са-
мым снизить износ тормозных колодок, облегчает управление тормоз-
ным режимом и повышает безопасность движения.
Предотвращение боксования колесных пар локомотива при реали-
зации повышенной силы тяги при движении и юзе при электрическом
торможении достигается применением систем защиты от боксования
и юза, которая выполняется на частотных датчиках частоты вращения
тяговых двигателей с применением электронных систем сравнения.
Преимущество такой защиты — высокая ее чувствительность и малые
потери силы тяги при боксовании.
Системы автоматического регулирования (САР) передачи состоят
из следующих контуров: САР электропередачи в тяговом режиме;
САР электрического торможения; САР вспомогательного генератора.
Система автоматического регулирования тягового режима пред-
назначена для формирования характеристик тягового генератора,
а САР электрического торможения обеспечивает формирование тормоз-
ных характеристик примерного постоянства тормозной силы или ско-
рости движения с ограничениями по предельным параметрам.
Система регулирования вспомогательного генератора формирует
характеристику постоянства отношения его напряжения к частоте
тока.
В техническое исполнение САР внесены существенные изменения.
Если в передачах постоянного тока они строились в основном на маг-
нитных усилителях, то в новом виде передачи •— на полупроводниковых
приборах — тиристорах, транзисторах, стабилитронах, диодах. Это
позволило уменьшить количество применяемых электрических машин
при одновременной замене машин постоянного тока на машины перемен-
ного тока, улучшить точность и качество регулирования, повысить
быстродействие, облегчить настройку, уменьшить габариты и массу.
Использование электронных приборов дает возможность применять
блочное исполнение отдельных узлов системы, что облегчает их за-
мену в случае выхода из строя. Надежность электронных узлов дости-
гается созданием резервных цепей так называемого «горячего» и «хо-
лодного» резервов.
Передачи переменно-постоянного тока прочно вошли в практику
тепловозостроения. На ближайшую перспективу все вновь строя-
щиеся магистральные локомотивы будут оборудованы этим типом
передачи мощности.
12
3. ПЕРЕДАЧИ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
Передача переменно-постоянного тока разрешила все проблемы,
связанные с тяговым генератором. Дальнейшее развитие передач свя-
зано с заменой наименее надежного звена — коллекторного тягового
электродвигателя бесколлекторным двигателем переменного тока.
Наиболее перспективен в этом отношении асинхронный двигатель (АД).
Преимущества АД в качестве тягового были известны давно, однако
трудности, связанные с его регулированием, до настоящего времени не
могли быть решены.
Как известно, частота вращения ротора АД
' О s)> (D
Рад
где f — частота подводимого напряжения;
рад — число пар полюсов статора;
s — скольжение.
Как видно из приведенной формулы, регулирование АД может осу-
ществляться только за счет подводимой частоты напряжения или из-
менения числа пар полюсов. В тепловозной электропередаче тяговый
электродвигатель в период разгона должен работать при сохранении
вращающего момента, а при движении с рабочими скоростями — при
неизменной мощности.
Установлено [4], что при неизмененном моменте подводимое к дви-
гателю напряжение должно изменяться пропорционально частоте
б^ном /ном
где Uном и /ном — соответственно номинальные напряжение и ча-
стота;
U и f — текущие значения напряжения и частоты.
При неизменной мощности момент двигателя должен изменяться об-
ратно пропорционально частоте вращения или частоте напряжения.
При этом
б^ном г /пом
т. е. при неизменной мощности подводимое к двигателю напряжение
должно изменяться пропорционально корню квадратному из частоты.
Таким образом, для работы АД в тяговом режиме необходимо раз-
дельное регулирование частоты и напряжения, подводимого к нему
тока. Диапазон регулирования может быть расширен за счет изме-
нения числа пар полюсов, однако это можно осуществить только сту-
пенчато и при значительном усложнении конструкции АД.
Рассмотрим две принципиальные схемы выполнения передач пере-
менного тока.
13
1. С синхронным генератором и непосредственным подключением
к нему АД. Регулирование напряжения в этом случае не представляет
трудностей. Изменение частоты подводимого тока может быть достиг-
нуто только за счет изменения частоты вращения вала первичного дви-
гателя. Для этого он должен иметь «тяговую характеристику», т. е.
мощность его должна сохраняться постоянной в достаточно широком
диапазоне частот вращения вала. Такую характеристику имеют много-
вальные газотурбинные двигатели.
В начале 60-х годов ЦНИИ МПС и НИИЭТМ были детально иссле-
дованы технические возможности создания газотурбовозов с двухваль-
ным газотурбинным двигателем, но практическое их создание было
приостановлено из-за трудностей выполнения двухвальной газотур-
бинной установки. В настоящее время работы в этом направлении про-
должаются.
Работы по созданию дизелей с «мягкой» характеристикой ведутся
как в нашей стране, так и за рубежом, однако такая задача представ-
ляет собой сложную техническую проблему и пока нет оснований на-
деяться на ее быстрое разрешение для достаточно широкого диапазона
частот вращения вала.
2. С преобразователем частоты тока, включенным между синхрон-
ным генератором и асинхронными тяговыми двигателями. Современный
уровень развития полупроводниковой техники создает все предпо-
сылки для разработки таких преобразователей, называемых стати-
ческими.
Работы по исследованию и разработке систем тягового асинхрон-
ного электропривода со статическими преобразователями ведутся почти
во всех наиболее развитых странах мира. В 1966 г. в Советском Союзе
была спроектирована Всесоюзным научно-исследовательским инсти-
тутом электромеханики (ВНИИЭМ), Рижским вагоностроительным
заводом (РВЗ) и Ленинградским институтом инженеров железнодорож-
ного транспорта (ЛИИЖТ) электропередача переменного тока для
электросекции однофазного тока [91. В 1968 г. Новочеркасский электро-
возостроительный завод (НЭВЗ), ВНИИЭМ и ЛИИЖТ оборудовали
секцию магистрального электровоза электропередачей переменного
тока (ВЛ80А) [10]. В 1969 г. ЛИИЖТ, а затем НИИЭТМ совместно
с ЦНИИ оборудовали тяговым асинхронным электроприводом со ста-
тическими преобразователями соответственно тепловоз ВМЭ1 [11] и
секцию турбопоезда [12].
Из зарубежных образцов локомотивов с электропередачей такого
типа известны английский тепловоз «Hawk» [42], построенный в 1965 г.
фирмой «Браш», электросекция «Airporter» [43], спроектированная аме-
риканской фирмой «Вестингауз» в 1969 г., западногерманский тепловоз
DE2500, построенный в 1971 г. фирмами «Хеншель» и «ВВС» [44].
На всех указанных выше локомотивах в схемах электропередач
применены преобразователи частоты со звеном постоянного напря-
жения. Функциональные схемы этих электропередач приведены на
рис. 1. Как видно из схем, на тепловозах и турбопоездах тяговые асин-
хронные двигатели получают питание от синхронного генератора че-
14
Рис. 1. Функциональные схемы электропередач переменного тока:
а — тепловоз «Hawk» Британских железных дороц б — электровоз ВЛ80А; в — секция тур-
бопоезда; г — тепловоз DE2500 ФРГ;
СГ — синхронный генератор; АД1—АД6— асинхронные тяговые двигатели; АИ1—АИ6 — ав-
тономные инверторы; В, Bl, В2 — выпрямители
рез выпрямительно-инверторные преобразователи (ВИПЧ), а на элект-
ровозах и электропоездах от контактной сети также через ВИПЧ.
Управление асинхронными тяговыми двигателями производится
путем изменения магнитного потока по законам регулирования, близ-
ким к оптимальным. При этом на советских тепловозах и на тепловозе
«Hawk» регулирование амплитуды подведенного к асинхронным дви-
гателям напряжения осуществляется путем регулирования возбуж-
дения тягового генератора. На тепловозе DE2500 и электросекции
«Airporter» напряжение регулируется методом широтно-импульсной
модуляции (ШИМ).
Изменение напряжения силовой цепи путем регулирования возбуж-
дения тягового генератора отличается от ШИМ простотой силовой схе-
мы, надежностью и легкостью управления, позволяет снизить габариты
и массу фильтрующих устройств. Такой способ регулирования напря-
жения пригоден только для тепловозов, где имеется тяговый гене-
ратор.
Электропередачу с выпрямительно-инверторным преобразователем
частоты и с ШИМ можно считать универсальной, применимой на по-
движном составе с химическими, термическими и другими источниками
постоянного тока, а также подвижном составе с питанием от контактной
сети переменного или постоянного тока. Кроме того, широтно-импульс-
ное регулирование напряжения облегчает условия работы тягового
генератора и позволяет питать от него большинство вспомогательных
агрегатов.
С другой стороны, электропередача переменного тока с ШИМ имеет
относительно более высокие потери и большую установленную мощ-
ность оборудования. При срывах коммутации инверторов тяговый гене-
ратор находится под полным напряжением, что осложняет условия за-
щиты силовых цепей электропередачи с ШИМ от токов короткого замы-
кания.
Управление асинхронными тяговыми двигателями по оптималь-
ным законам требует не только изменения амплитуды питающего на-
пряжения, но и регулирования частоты. В тяговом электроприводе ис-
15
пользуются два способа регулирования частоты: с обратной связью
по частоте вращения тягового асинхронного двигателя, с косвенным
регулированием частоты абсолютного скольжения.
Система автоматического регулирования с обратной связью по
скорости применена на тепловозе ВМЭ1, электросекции «Airporter»,
тепловозе DE2500. На английском тепловозе «Hawk» и на опытной
секции турбопоезда регулирование частоты осуществлено по второму
способу.
Преимущества и недостатки той или иной системы автоматики будут
выявлены в процессе эксплуатационных испытаний. Независимо от
принятой структуры, система автоматического регулирования решает
задачи экономического регулирования электрической передачи локо-
мотива с учетом существующих ограничений, например по мощности
дизеля на тепловозах. В тепловозных электропередачах с тяговыми
двигателями постоянного тока ограничение по мощности дизеля требует
регулирования тягового генератора по гиперболической характеристи-
ке. Применение тяговых асинхронных двигателей и статических преоб-
разователей позволяет получить требуемый скоростной диапазон локо-
мотива при регулировании постоянства напряжения тягового гене-
ратора и широтно-импульсном регулировании напряжения питания
двигателей, как это выполнено на тепловозе DE2500. Это обстоятельство
приводит к упрощению питания потребителей собственных нужд теп-
ловоза.
Регулирование асинхронных двигателей в режиме постоянства
мощности (основной режим работы автономного тягового электро-
привода) по разным законам приводит к различным параметрам про-
ектируемых двигателей и преобразователей. В случае одновременного
регулирования напряжения и частоты могут быть получены оптималь-
ные по минимуму габаритов параметры асинхронных двигателей, но
не оптимальные параметры преобразователя, а при регулировании по-
стоянства напряжения генератора — оптимальные параметры преобра-
зователя и генератора, но не оптимальные параметры тяговых двига-
телей. Поиск оптимального решения по электропередаче в целом пред-
ставляет собой самостоятельную важную задачу. Общей проблемой
для всех локомотивов с электропередачей переменного тока является
распределение нагрузок между параллельно работающими тяговыми
асинхронными двигателями. При использовании индивидуальных для
каждого двигателя статических преобразователей напряжения и ча-
стоты решение этой проблемы не представляет затруднений, однако
схема передачи значительно усложняется.
На тепловозах DE2500, ВМЭ1, опытной секции турбопоезда и на
электросекции «Airporter» применено общее регулирование частоты и
напряжения на всех параллельно включенных асинхронных двига-
телях. В этом случае удовлетворительное токораспределение дости-
гается путем подбора диаметра колес локомотива. Как показали ис-
пытания макетного тепловоза ВМЭ1, допуск на диаметр колеса 1050 мм
не должен превышать 3 мм.
Построен опытный грузовой тепловоз ТЭ120 (1976 г.) с передачей
переменного тока, разработанной НИИЭТМ, ЛИИЖТ, Таллинским
16
электротехническим заводом (ТЭЗ) имени М. И. Калинина, Вороши-
ловградским тепловозостроительным заводом (ВТЗ).
Основные технические параметры тепловоза ТЭ120:
Мощность дизеля, л. с.................................... 4000
Осевая характеристика...................................30—30
Полная масса, т............................................. 150
Конструкционная скорость, м/с.............................. 33,4
Мощность на валу ТЭД, кВт.................................. 2220
Сила тяги длительная, кН.................................... 334
Сила тяги при трогании, кН.................................. 451
Номинальный к. п. д. передачи, %......................... 83,4
Полное использование мощности дизеля вплоть до конструк-
ционной скорости
На тепловозе установлены тяговый агрегат А711, состоящий из тя-
гового и вспомогательного генераторов с самовозбуждением, асинхрон-
ные тяговые электродвигатели типа ЭД-900.
Основные технические параметры электродвигателя ЭД-900:
Мощность номинальная, кВт......................................380
Ток номинальный (/ф), А ...................................... 415
Напряжение максимальное (t/ф), В...............................550
Напряжение номинальное (t/ф), В............................... 380
Момент номинальный, Нм....................................... 7350
Номинальная частота вращения ротора, об/мин....................490
Максимальная частота вращения ротора, об/мин................. 2460
К. п. д. номинального режима, %...............................90,6
Масса, кг ... 2390
Электродвигатель шестиполюсный, с короткозамкнутым с ротором,
залитым алюминием. Остов двигателя литой, круглой формы. Обмотка
статора петлевая, двухслойная. Корпусная изоляция выполнена из
полиимидной пленки.
Электродвигатель ЭД-900 выполнен с запасом по мощности с уче-
том возможности его применения на локомотивах мощностью 6000 л. с.
Несмотря на это, он имеет высокий удельный массовый показатель и по
целому ряду параметров значительно превосходит электродвигатели
постоянного тока отечественного и зарубежного производства.
Основные технические параметры тягового генератора:
Мощность номинальная, кВт .......................... 2660
Ток длительный /фХ2, А................................... 2500
Напряжение максимальное (7л, В............................ 950
Напряжение номинальное (7Л, В............................. 660
Частота, Гц................................................. 100
Число фаз.............................................две трехфазные
звезды
К. п. д., %......................................... 95
Как видно из принципиальной схемы передачи (рис. 2), переменный
ток синхронного генератора преобразуется в постоянный при помощи
17
Рис. 2. Принципиальная схема электропередачи тепловоза
ТЭ120:
СВ — синхронный возбудитель; УВВ — управляемый выпрямитель воз-
буждения, И1, И6 — инверторы; АД1, АД6 — асинхронные тяговые дви
гатели
выпрямительной установки и поступает на индивидуальные для каждо-
го двигателя инверторы, в которых получают опять переменный ток, но
уже заданной частоты. Амплитуда напряжения регулируется возбуж-
дением синхронного генератора, питание обмотки возбуждения ко-
торого осуществляется от вспомогательного генератора СВ через уни-
фицированный трехфазный управляемый выпрямитель УВВ. Регу-
лированием напряжения и частоты тока достигается оптимальный ре-
жим работы двигателей и постоянство отбора мощности от дизеля. Так
как в передаче сохраняется звено постоянного тока, то ее называют
переменно-постоянно-переменного тока, а преобразователи частоты
тока — выпрямительно-инверторными (ВИПЧ).
В качестве выпрямителя применяется унифицированная установка
типа УВКТ-5, но, как видно на рис. 2, с последовательно включенными
трехфазными мостами. Общее количество применяемых в ней лавин-
ных вентилей типа ВЛ-200-8 составляет 240 шт. (12 плеч, в каждом пле-
че 10 параллельных цепей по два последовательно включенных венти-
ля), масса ее 650 кг.
Обобщенная схема трехфазного мостового инвертора напряжения
приведена на рис. 3. Основными элементами инвертора являются:
Рис. 3. Принципиальная схема инвертора
18
собственно инверторный мост ИМ, собранный на тиристорах 1 — 6;
реактивный мост РМ, собранный на неуправляемых вентилях 11—
16; устройство коммутации, предназначенное для гашения тиристоров
инверторного моста. Выпрямленное напряжение синхронного тягового
генератора Ud на входе инвертора в трехфазное переменное напря-
жение необходимой частоты инвертируется путем переключения в
определенной последовательности тиристоров ИМ. Необходимая про-
грамма работы инверторного моста и устройства коммутации, харак-
теризующая частоту переключения и величину угла проводимости
тиристоров 0Т, задается системой регулирования. В общем случае под
углом 0Т понимается та часть периода, в течение которой каждый ти-
ристор инвертора способен проводить ток.
Схема работает следующим образом. Пусть тиристоры 1, 4, 5
(см. рис. 3) включены и пропускают ток нагрузки. После отключения
тиристора 1 ток фазы А асинхронного двигателя, поддерживаемый
э. д. с. самоиндукции, будет протекать по цепи: нагрузка фазы А, на-
грузка фазы В, тиристор 4 и включившийся вентиль 12. После спа-
дания тока фазы А до нуля вентиль 12 запирается, и в течение третьего
интервала ток нагрузки будет протекать только через тиристоры 4
и 5. В последующий момент включается тиристор 2 и вышеописанный
процесс повторяется в фазе В и т. д.
Общее количество силовых вентилей одного инвертора составляет:
главные тиристоры ТБ-400-10 18 шт.; коммутирующие тиристоры
ТД-200-15 24 шт.; вентили реактивного тока ВЛ-200-12 12 шт.; раз-
делительные вентили ВЛ-200-12 6 шт. Масса одного инвертора око-
ло 1000 кг.
Структурная схема передачи переменного тока тепловоза представ-
лена на рис. 4. Система автоматического регулирования САР передачи
состоит из контуров регулирования напряжения тягового генератора
САРГ и регулирования тяговых двигателей САРД1 — САРД6.
Рис. 4. Структурная схема электропередачи тепловоза ТЭ120:
СГ — синхронный генератор; СВ — синхронный возбудитель; ВУ— вы
прямятельиая установка; УВВ— управляемый выпрямитель возбужде-
ния; БЗ — блок задания возбуждения генератора; САРГ — блок САР
генератора; ДН ~ датчик напряжения генератора; ДТ1—ДТ6 — датчи-
ки тока асинхронных двигателей; И1—И6 — инверторы; АД1—АД6 —
асинхронные тяговые двигатели; ДФ1—ДФ6— датчики магнитного по-
тока тяговых двигателей; САРД1—САРД6 — блоки САР тяговых дви-
гателей
19
В САРГ поступают сигналы: от датчика напряжения ДН — про-
порциональный напряжению на выходе выпрямителя; от датчиков
тока ДТ1 — ДТ6 — пропорциональные току каждого двигателя.
В САРГ происходит выделение наибольшего из сигналов ДТ1 — ДТ6,
а затем сравнивание сигналов по напряжению, по наибольшему току
или по сумме сигналов по току и напряжению с сигналами уставки
от блока задания БЗ, пропорциональными частоте вращения колен-
чатого вала дизеля. Сигнал рассогласования поступает на управляе-
мый выпрямитель возбуждения, который за счет измерения угла от-
пирания тиристоров регулирует возбуждение тягового генератора.
Таким образом, происходит формирование селективной характе-
ристики тягового генератора. Такой способ регулирования отличается
относительной простотой схемы, надежностью и быстродействием, поз-
воляет снизить габариты и массу фильтрующих устройств на входе
инверторов. Выделение наибольшего из сигналов потоку позволяет осу-
ществить регулирование по наиболее нагруженному двигателю и тем
самым улучшить использование сцепного веса локомотива и динами-
ческие качества системы.
Каждый тяговый двигатель АД1 — АД6 получает питание от инди-
видуального инвертора (И1 — И6), частота которого регулируется соб-
ственной системой регулирования (САРД! — САРД6). Принято ко-
свенное регулирование по величине магнитного потока двигателя. На
каждую САРД! — САРД6 поступают сигналы отдатчиков напряжения
на выходе выпрямительной установки ДН, тока двигателя ДТ! —
ДТ6, магнитного потока двигателя ДФ1 — ДФ6. В селективном узле
происходит сравнение напряжения, пропорционального действую-
щему значению основной гармоники фазного тока двигателя ДТ1 —
ДТ6, с напряжением, пропорциональным магнитному потоку ДФ1 —
ДФ6, или с напряжением в звене постоянного тока ДЯ. На основе сиг-
нала рассогласования вырабатывается управляющий импульс для
регулирования частоты тока на выходе каждого инвертора.
При трогании локомотива с места САРГ поддерживает примерно
постоянное значение тока на тяговые электродвигатели, в то время
как САРД! — САРД6 регулирует частоту тока на выходе с инвер-
торов И1 — И6 из условия поддержания постоянного магнитного
потока. При выходе на гиперболический участок характеристики гене-
ратора САРГ снижает ток двигателей по мере увеличения их скорости,
а САРД! — САРД6 уменьшает магнитный поток пропорционально
снижению тока, в то время как мощность генератора сохраняется по-
стоянной.
В зоне ограничения напряжения тягового генератора происходит
переключение регулирования с канала магнитного потока на канал
напряжения. В этом случае САРГ поддерживает постоянное напря-
жение тягового генератора, а САРД! — САРД6 производит ослаб-
ление магнитного потока двигателей за счет увеличения частоты на
выходе инверторов по мере увеличения скорости из условия сохранения
постоянства фазного тока.
Применение индивидуальных инверторов и систем их регулиро-
вания позволяет обеспечить равномерную токовую нагрузку двигателей
20
независимо от отклонения их характеристик и диаметра колесных пар,
однако усложняет передачу, повышает их массу, габариты, стоимость.
Надежность передачи в целом падает в связи с ее усложнением, но
выход из строя одного из инверторов менее опасен, так как потребует
отключения только одного тягового двигателя.
Тепловоз ТЭ120 построен Ворошиловградским тепловозостроитель-
ным заводом и после заводской наладки поступит в опытную эксплуа-
тацию на железные дороги нашей страны. Обобщение опыта его экс-
плуатации позволит оценить принятые технические решения и наме-
тить дальнейшие направления работ по созданию электропередач
тепловозов на переменном токе.
Учитывая, что на ближайшую перспективу на магистральных теп-
ловозах получит преимущественное распространение передача на пере-
менно-постоянном токе, наибольшее внимание в книге уделено систе-
мам и узлам этого типа электропередачи.
Глава
СИСТЕМА ВЫПРЯМЛЕНИЯ
ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА СИСТЕМЫ
В тепловозной электропередаче синхронный генератор и выпрями-
тельная установка образуют систему (СГ — ВУ), напряжение которой
подводится к тяговым электродвигателям постоянного тока. Выпрям-
ленное напряжение Ud имеет, кроме постоянной составляющей, спектр
высших гармонических, частота и амплитуда которых определяются
свойствами этой системы. Пульсации тока в силовой цепи неблаго-
приятно сказываются на коммутации тяговых электродвигателей и
к. п. д. электропередачи в целом, поэтому целесообразно, насколько
это возможно, уменьшать их амплитуду и увеличивать частоту.
Одной из наиболее рациональных схем выпрямления считается трех-
фазная мостовая схема, обеспечивающая относительно малую ампли-
туду пульсаций Ud и высокую их частоту. На тепловозе ТЭ109 была
применена дважды трехфазная схема выпрямления с уравнительным
реактором (рис. 5), где в цепи тяговых электродвигателей протекают
лишь 12, 24 и т. д. гармонические тока, а 6, 18 и т.д. замыкаются по
внутреннему контуру выпрямительной установки. Двухмостовая схема
с реактором позволяет снизить амплитуду пульсаций Ud и повысить
их частоту по сравнению с обычной одномостовой трехфазной схемой.
Однако эта схема сложна и требует установки дополнительного обору-
дования.
Исследования и опыт эксплуатации тепловозов ТЭ109 показали
возможность упрощения системы выпрямления тока синхронного гене-
1в1 ратора за счет исключения гро-
Рис. 5 Электрическая схема системы
СГ—ВУ
моздкого уравнительного реактора
при сохранении коммутации тяго-
вых электродвигателей на допу-
стимом уровне. Поэтому на тепло-
возах 2ТЭ116 применена дважды
трехфазная мостовая схема без
уравнительного реактора. Мосты
на стороне выпрямленного напря-
жения соединяются между собой
параллельно, в то время как каж-
дый из них получает питание от
соответствующих звезд обмотки
статора синхронного генератора,
сдвинутых относительно друг дру-
22
га на 30°. Мост состоит из шести
плеч. В плече вентили типа
ВЛ-200-8 включены по два после-
довательно и по 10 параллельно,
всего 120 вентилей. Выпрямитель-
ная установка рассчитана на мак-
симальный ток 8700 А, длитель-
ный— 5700 А, максимальное на-
пряжение —750 В, к. п. д. уста-
новки 0,99%.
Рассмотрим более подробно ра-
боту одной трехфазной звезды с вы-
прямительным мостом, принципи-
альная схема которой приведена
на рис. 6. При этом будем предпо-
лагать, что коммутирующая индук-
тивность фаз генератора X и индук-
тивность нагрузки Xd равны нулю.
Вентили В1, ВЗ, В5 образуют
катодную, а вентили В2, В4, В6
анодную группу. Из катодной
группы в каком-нибудь промежут-
ке ток пропускает тот вентиль, к
аноду которого подводится боль-
ший положительный потенциал.
Так, например, в промежутки
0х — 03 (рис. 7, а) ток пропускает
вентиль ВЗ, в промежутке 03 —
05 — вентиль В5, а в промежутке
05 — 07 — вентиль В]. Из катодной
группы пропускает ток тот вен-
тиль, к катоду которого подводит-
ся больший отрицательный потен-
циал. Так, например, в промежут-
ке 02 — 04 ток пропускает вентиль
В4, в промежутке 04 — 06 — вен-
тиль В6, а в промежутке 06 —
08 — вентиль В2. Таким образом,
в любом промежутке времени от-
крыты два вентиля— один из катод-
ной, а другой из анодной группы.
Причем в контуре токов через вен-
тили оказывается нагрузка. Про-
должительность токов через каж-
дый вентиль равна 120° эл.
В промежутке времени 0 — 0х
одновременно открыты вентили В1
и В2 и выпрямленное напряжение
«d = “а — «с-
Рис. 6. Принципиальная схема трех-
фазного мостового выпрямителя
Рис. 7. Диаграммы напряжений и то-
ков трехфазного мостового выпрями-
теля при мгновенной коммутации (от-
сутствии индуктивности фаз генера-
тора и нагрузки):
а — диаграмма работы вентилей и кривые
фазных э. д. с.; б — диаграмма работы
вентилей и токов в них; в — кривая вы-
прямленного напряжения; г — кривая вы-
прямленного тока; д — кривые обратных
напряжений на вентилях
23
Правее точки 0х потенциал анода вентиля ВЗ становится выше по-
тенциала катода и он открывается, в то время как потенциал катода
вентиля В1 становится выше потенциала анода и он закрывается.
Следовательно, причиной запирания вентиля В1 в точке 0Х является
открытие вентиля ВЗ. В промежутке 0Х — 02 работают вентили ВЗ
и В2 и выпрямленное напряжение ud = иь — ис.
Правее точки 02 открывается вентиль В4, а так как потенциал иа
имеет наибольшее отрицательное значение, анодное напряжение вен-
тиля В2 становится отрицательным, и этот вентиль закрывается.
В промежутке 02 — 03 открыты одновременно вентили ВЗ и В4 и вы-
прямленное напряжение ud = иь — иа. Аналогичную картину имеем
для остальных промежутков.
Мгновенные значения выпрямленного напряжения равны мгно-
венным значениям линейных напряжений, приложенных к проводящим
ток вентилям, за вычетом падений напряжений на них. Выпрямленное
напряжение может быть представлено в виде отрезков, равных разности
между огибающей кривой положительных полуволн и огибающей
кривой отрицательных полуволн (на рис. 7, а показано вертикальной
штриховкой). На рис. 7, в значения выпрямленного напряжения
отложены от горизонтальной оси, соответствующей потенциалу отри-
цательного полюса на выходе выпрямителя. Среднее значение выпрям-
ленного напряжения
Ud = 2,34 (7Ф. (4)
Амплитуда выпрямленного напряжения
ил max = Гб = 2,45 (/ф= 1,045 Ud, (5)
где (/ф — действующее значение фазного напряжения синхронного
генератора.
К каждому закрытому вентилю приложено линейное напряжение
(рис. 7, д), поэтому амплитуда обратного напряжения
шах = Гб (7ф= 1,045 (7d. (6)
Число пульсаций выпрямленного напряжения т = 6 (рис. 7, в),
поэтому соответствующая кривая, кроме постоянной составляющей Ud,
содержит высшие гармоники, кратные шести,
= Г + (6=6,12,18...). (7)
k
Когда индуктивное сопротивление нагрузки Xd = 0, кривая вы-
прямленного тока по форме совпадает с кривой напряжения ий(рис. 7, г).
В этом случае для выпрямленного тока имеем
(6 = 6,12,18...), (8)
где
___ . ___ udk
d~ Rd ’ dh~ Rd
24
Очевидно, что если Xd = оо, выпрямленный ток не содержит
высших гармоник, т. е. id = Id. Мгновенные значения выпрямленного
тока
id = h + 1’3 + h — 12 + Ч + is- (9)
Когда Xd = 0 амплитуда анодного тока имеет наибольшее значение
/amax=/dmax=-^^-=l>045 7d. (10)
Rd
Так как продолжительность прохождения тока через каждый вен-
тиль равна 120° эл., постоянная составляющая анодного тока
4=4^-
о
То, что средний ток в аноде составляет | Id, а не Id (несмотря
на наличие шести вентилей), является неблагоприятным и обуслов-
ливает необходимость либо применения более мощных вентилей, либо
параллельное включение нескольких вентилей. Однако меньшие зна-
чения максимального обратного напряжения на вентилях по сравнению
с другими схемами выпрямления являются преимуществом трехфаз-
ной мостовой схемы, так как стоимость полупроводниковых вентилей
быстро растет с повышением класса напряжения вентиля (допускае-
мого напряжения).
Еще более важным достоинством трехфазной мостовой схемы вып-
рямления, обеспечившим ее применение в тепловозной электропередаче,
является то, что в выпрямленном токе могут присутствовать только
гармонические составляющие, кратные шести. Использование в тепло-
возной ВУдвух трехфазных мостов в свою очередь позволяет исключить
и гармонические кратные шести в нечетном отношении. Высокий по-
рядок пульсаций и малая их амплитуда обеспечивают нормальную ком-
мутацию тяговых электродвигателей и высокий их к. п. д.
Процессы, имеющие место в тепловозной ВУ в реальных условиях
работы на локомотиве, отличаются значительной сложностью. Для
обеспечения нормальной работы ВУ в эксплуатации необходимо знание
основных процессов в зависимости от режима работы ВУ.
1. РЕЖИМЫ РАБОТЫ
ТРЕХФАЗНОГО ВЫПРЯМИТЕЛЬНОГО МОСТА
Принцип действия и анализ процессов в силовой схеме электро-
передачи тепловоза можно рассматривать только после разбора всех
возможных режимов работы трехфазного выпрямительного моста.
При анализе работы мостового выпрямителя принимались следующие
допущения: вентили выпрямителя являются идеальными; активным
сопротивлением обмотки статора генератора пренебрегаем; индуктив-
ное сопротивление фазы статора генератора при коммутации тока в вен-
тилях считается неизменным, не зависящим от насыщения генератора.
25
Рассмотрим режим работы выпрямителя при нагрузке в виде тя-
гового электродвигателя последовательного возбуждения с индуктив-
ным сопротивлением Xd, включающим индуктивные сопротивления
обмотки якоря, добавочных и главных полюсов в режиме полного воз-
буждения или якоря и добавочных полюсов в режиме ослабленного
возбуждения. Индуктивность нагрузки сглаживает пульсации выпрям-
ленного тока. При отсутствии ее выпрямленный ток повторяет форму
выпрямленного напряжения, а при бесконечно большой индуктивности
пульсации выпрямленного тока отсутствуют.
В качестве коммутирующего реактанса X синхронного генератора
принимается [13] среднеарифметическое сверхпереходного продоль-
ного индуктивного сопротивления генератора Ха и индуктивного со-
противления обратной последовательности Х2:
v *а+Х*
Индуктивное сопротивление фаз генератора определяет длитель-
ность перехода тока с одного вентиля на другой, т. е. длительность
коммутации, которая характеризуется углом коммутации у. В свою
Рис 8 Диаграммы напряжении и то
ков первого режима работы трехфаз-
ного выпрямительного моста:
« — диаграмма фашых э д с и напряже
пий, б —диаграмма работы вентилей и то
ков в иих, в — кривая выпрямленного на
пряжеиия
очередь, увеличение угла коммута-
ции может привести к появлению
задержки отпирания вентилей в
плече выпрямительной установки,
определяемой углом задержки а.
Это приводит к увеличению коли-
чества одновременно проводящих
плеч выпрямителя. Одновременная
коммутация двух или четырех
плеч, подключенных к разным
фазам, представляет собой двух-
или трехфазное короткое замыка-
ние. В этом случае в контуре ком-
мутации протекает ток короткого
замыкания, направленный встреч-
но по отношению к току вентиля,
кончающего работу, и согласно по
отношению к току вентиля, всту-
пающего в работу. Различают три
основных режима работы мосто-
вого выпрямителя, характеризу-
емых значениями углов коммута-
ции и задержки.
Первый режим работы. Синусо-
иды э. д. с. фаз А, В, С синхронного
генератора приведены на рис. 8, а.
В начальный момент времени 0 = 0
ток пропускают вентили В1 и В2
(рис. 8, б). Если пренебречь паде-
26
нием напряжения на вентиле, то можно считать, что в момент прохожде-
ния тока через вентиль его анод и катод имеют один и тот же потенциал.
Так, когда вентили В1 и В2 открыты, анод и катод вентиля В1 имеют
потенциал еа, равный э. д. с. фазы А, а анод и катод вентиля В2 имеют
потенциал ес, равный э. д. с. фазы С. Что касается остальных венти-
лей, то потенциалы катодов и анодов у них не равны. Так, у вентиля
ВЗ анод имеет потенциал еь, равный э. д. с. фазы В, а катод соединен
через открытый вентиль В1 с фазой А и, следовательно, имеет потен-
циал еа, равный э. д. с. фазы А. Из рисунка видно, что потенциал анода
вентиля ВЗ правее точки К становится выше потенциала катода и,
следовательно, вентиль откроется. Отпирание каждого вентиля про-
исходит один раз в период.
Если бы обмотки фаз А, В, С генератора не обладали индуктивно-
стью, то в момент О, ток из фазы А перешел бы мгновенно в фазу В,
имеющую более высокий потенциал, а вентиль В] заперся бы, как толь-
ко открылся вентиль ВЗ. Однако из-за индуктивности фаз реального
генератора ток не может мгновенно возрасти в фазе В и мгновенно
упасть до нуля в фазе А. При отпирании вентиля ВЗ вентиль В1 будет
еще некоторое время проводить ток, причем в интервале, когда ток
проводят вентили В1 и ВЗ, фазы А и В генератора (см. рис. 6) оказы-
ваются замкнутыми накоротко. Ток в фазе А при этом начинает падать,
а в фазе В расти таким образом, что сумма этих токов в любой момент
времени равна выпрямленному току Id, который не может меняться из-
за наличия индуктивности нагрузки Xd. Процесс перехода тока на-
грузки из одной фазы генератора в другую называется процессом
коммутации, а угол, соответствующий времени, в течение которого
этот процесс длится, называется углом коммутации у.
При одновременном протекании тока через вентили В1 и ВЗ во
время коммутации потенциал положительного полюса по отношению
к нулевой точке генератора будет иметь среднеарифметическое значение
э. д. с. фаз А и В, равное —^еь и изображенное на рис. 8, а участком
кривой к — s. Результирующая кривая изменения потенциала поло-
жительного полюса относительно нулевой точки изображена утол-
щенной линией выше оси абсцисс. Кривая изменения потенциала отри-
цательного полюса также изображена утолщенной линией, располо-
женной ниже оси абсцисс. Разность потенциалов положительного и от-
рицательного полюсов в любой момент времени представляет собой
мгновенное значение выпрямленного напряжения ud.
Для первого режима работы мостового выпрямителя характерно,
что интервалы коммутации анодной и катодной групп вентилей одно-
временно не перекрываются, так как угол коммутации у 60° эл.
В этом режиме одновременно работают по два и три вентиля пооче-
редно.
Второй режим работы. Все приведенные выше закономерности спра-
ведливы до тех пор, пока у 60° эл. В случае у — 60° эл. закономер-
ность работы выпрямителя меняется. Выпрямитель переходит во вто-
рой режим работы, иллюстрируемый диаграммами напряжения и тока,
приведенными на рис. 9.
27
Особенностью этого режима является то, что длительность интер-
вала коммутации не изменяется при изменении тока нагрузки и остает-
ся равной 60° эл. Но если в первом режиме работы моста отпирание
вентилей происходит всегда при одних и тех же фазовых углах 0 = 0,
60, 120° эл. и т. д., то во втором режиме работы имеет место задержка
отпирания вентилей. Угол задержки а увеличивается с нагрузкой
и меняется в пределах от 0 до 30° эл.
Появление задержки отпирания вентиля объясняется тем, что вен-
тиль очередной фазы не может вступить в работу, пока не кончится
процесс коммутации в вентиле противоположного плеча той же фазы.
Сказанное можно пояснить диаграммами, приведенными на рис. 9.
Возьмем момент времени, соответствующий нулевому значению 0,
когда в плюсе проводит вентиль В/, в минусе — вентили В6 и В2, ком-
мутируя между собой. Предположим, что коммутация вентиля В6 не
кончается при угле 0 = 0, а продолжается еще на протяжении угла а.
Тогда потенциал фазы В будет изображаться линией еь е°, т. е. ниже
потенциала еа фазы А. Поэтому на протяжении угла а вентиль ВЗ,
который должен начать коммутировать при угле 0 = 0 будет заперт.
Когда коммутация токов вентилей В6 и В 2 закончится (при угле 0J,
сразу же начинается коммутация вентилей В1 и ВЗ, которая будет про-
должаться в течение угла л/З. Потенциал положительного полюса в
этом интервале времени равен
Рис. 9. Диаграмма напряжений и то-
ков второго режима работы трехфаз-
ного выпрямительного моста:
а — диаграмма фазных э. д. с. и напряже-
ний; б — диаграмма работы вентилей и то-
ков в них; в — кривая выпрямленного на-
пряжения
2 1 потенциал отрицательного
полюса равен ес. В момент времени
02 запирается вентиль В1 и отпи-
рается вентиль В4, в интервале
времени от 02 до 04 ток проводят
вентиль ВЗ, соединяющий фазу В
с положительным полюсом, и вен-
тили В4 и В2, соединяющие фазы А
и С с отрицательным полюсом. По-
тенциал отрицательного полюса в
этом интервале равен е° еь. Далее
процесс повторяется. Как видно
из рис. 9, б, продолжительность
протекания тока через вентиль в
этом режцме равна л. В этом ре-
жиме всегда одновременно рабо-
тают три вентиля, из которых два
коммутируют ток.
Конечное состояние во втором
режиме работы трехфазного выпря-
мительного моста характеризуется
углом задержки а = 30° эл. Окон-
чание коммутационного периода в
одной группе вентилей совпадает
28
в
Рис. 10. Диаграмма напряжений и то-
ков третьего режима работы трехфаз-
ного выпрямительного моста:
а — диаграмма фазных э. д. с. и напряже-
ний; б — диаграмма работы вентилей и то-
ков в них; в — кривая выпрямленного на-
пряжения
с началом коммутации тока в дру-
гой группе.
Третий режим работы. Этот ре-
жим (рис. 10) характерен тем, что в
момент времени 01; соответствую-
щий максимальному углу задер-
жки, коммутация тока в вентилях
В1 и В5 верхней группы вентилей
еще не окончена. В этот момент по-
тенциал фазы В сравнивается с по-
вл “l” ес
тенциалом — положительного
полюса моста и ток в фазе В в вен-
тиле В6 должен начать уменьшать-
ся, т. е. наступает момент одновре-
менной коммутации всех трех фаз.
При этом потенциалы положитель-
ного и отрицательного полюсов
моста будут одинаковы, что соот-
ветствует короткозамкнутому со-
стоянию моста и напряжению на-
грузки, равному нулю. Интервал
одновременной коммутации трех
фаз длится до тех пор, пока токи
фазы А и вентиля В1 не станут рав-
ными току нагрузки Id (в момент
02). После этого положительный полюс моста приобретает потенциал
еа, отрицательный -ьфес, поскольку коммутируют ток вентили В2
и В6 нижней группы.
Это состояние длится на протяжении интервала 02 — 03, в течение
которого напряжение на выходе моста отлично от нуля. Затем в интер-
вале 03 — 04 напряжение вновь падает до нуля и т. д. Таким образом,
имеет место прерывистый по напряжению режим работы.
Более подробно процесс коммутации рассмотрим на примере тока
в фазе В. Весь интервал изменения тока от —ibmax Д° + гьтах можно
разбить на интервалы, когда коммутируют ток три фазы (04 — 02,
03 — 04, 05 — 0е), и интервалы, когда коммутируют только две фазы
(02 — 03, 04 — 06). В момент времени, когда коммутируют все фазы,
выпрямительный мост является короткозамкнутым и к каждой фазе
обмотки статора приложено ее фазное напряжение.
К началу интервала 04 — 02 в минусе моста проводит ток вентиль
В6 фазы В, а в плюсе моста проводят ток вентили В1 фазы А и В5
фазы С, сумма их токов равна Id. При 0 > 04 ток в фазе В должен на-
чать уменьшаться, так как ток вентиля в этой фазе начинает коммути-
роваться. При этом, поскольку ток фазы С остается еще положитель-
ным, ток Id также должен уменьшаться. Однако индуктивность на-
грузки стремится поддержать неизменным величину тока Id, в резуль-
тате этого должен возникнуть дополнительный контурный ток, проте-
29
Рис, 11. Зависимость отношения
UaIE^ от суммы углов у+а:
1 — с учетом к. п. д. выпрямителя; 2 — без
учета к. п. д. выпрямителя
Рис. 12. Зависимость отношения/г//й
от суммы углов у + а
кающий по обоим плечам моста какой-либо фазы. Наименьшее сопро-
тивление для контурного тока ii; будет в плечах фазы С, так как ток
вентиля В5 приближается к нулю. В результате будут открыты одно-
временно вентили В2 и В5. Мост переходит в режим короткого замы-
кания, который сохраняется в течение всего интервала 0! — 02. Ток
вентиля В2 численно равен ординатам i' заштрихованной площадки
(рис. 10, б) и отличается от тока фазы на величину контурного тока tK.
На ту же величину отличается оттока ie ток вентиля В5. На рис. 10, б
токи вентилей в интервалах коммутации трех фаз показаны в отличие
от токов фаз штриховой линией. В других интервалах токи вентилей
и фаз совпадают.
Рассматривая кривую напряжения, видим, что в третьем режиме
работы выпрямителя угол задержки а максимален и равен 30° эл.,
угол коммутации у увеличивается по сравнению со вторым режимом
дополнительно на величину yv Конечному состоянию выпрямительного
моста будут соответствовать величины углов yt = 60° эл., у = 120° эл.
и а + у = 150° эл. В этом случае интервалы 02 — 03, 04 — 05 умень-
шаются до нуля и напряжение на выходе моста равно нулю.
Таким образом, при работе системы СГ—ВУ по тепловозной харак-
теристике (участки отсечки напряжения и тока и гиперболический)
имеют место следующие режимы, характеризующиеся значениями
углов коммутации и задержки:
первый режим — угол коммутации у < 60° эл. (постоянно работают
два вентиля, во время коммутации присоединяется третий);
второй режим — угол коммутации у = 60° эл. остается неизменным,
угол задержки а изменяется при увеличении тока от 0 до 30° эл. (по-
стоянно работают три вентиля);
третий режим — угол задержки а = 30° эл. остается неизменным,
угол коммутации у при увеличении тока изменяется от 60 до 120° эл.
зо
(постоянно работают три вентиля, при одновременной коммутации в
двух группах проводят одновременно четыре вентиля).
Первый режим соответствует работе со сравнительно небольшими
токами нагрузки, с увеличением тока угол коммутации растет и выпря-
митель переходит во второй режим, а с приближением к короткому
замыканию — в третий.
Основные формулы, отражающие соотношения в системе СГ — ВУ,
полученные на основе материалов [14 — 19], приведены в табл. 6.
В таблице представлены следующие зависимости: выпрямленного на-
пряжения Ud от э. д. с. фазы Еф — иф1 + jInX, выпрямленного тока
Id и коммутирующего реактанса X; углы коммутации у и задержки а
от Еф, Id, Х\ угол <р сдвига фаз между Еф и 1-й гармонической тока фазы
Таблица- 6
Режим работы выпрямителя Формулы внешней характеристики и отношения ud — = f (V, а) £Ф Формулы цля углов коммутации и задержки V. a = <p(/d> Еф) Формулы для cos ф Формулы для отношения 'г ~d
/d = 0 иа = 2,34Еф у = 0 cos <р= 1 1г — = 0,818 ‘d
Режим первый у <60° Ud = 2,M Еф— —0,955 IdX; ^-=2,34 1 + C°SV Еф 2 cosy = l— 0,818/dX Еф COS ф — 2 = COS V 3 * I г Id ~ ~0,818х
Режим второй у = 60°; 0<а<30° / 4,12Е|)— d у —2,74/^Х2 — =2,03cos(a+30°) Еф sin (а30°) = = 0,818 — Еф COS ф~ » cos (а-|- 4-30°)
Режим третий а = 30°; 60° 7.120° Ud = = 4,05 Еф—2,87 IdX; Ud -^- = 2,03 [1 — Еф —sin (y-30°)] sin (у — 30°) = = 1,41 ^-1 Еф
Короткое замыкание у = 120°; а = 30° cos ф = 0 — = 0,707 Id
31
Рис. 13. Зависимость cos <р и коэффи-
циента мощности и от суммы углов
у + а
Рис. 14. Зависимость относительных
пульсаций выпрямленного напряже-
ния от суммы углов у + а без учета
к. п. д. выпрямителя
действующего значения линей-
* d
/Г1 от суммы углов у + а; отношение
ного тока к выпрямленному току от у + а.
Графики зависимости основных величин, характеризующих режимы
работы выпрямительного моста в функции суммы углов у + а, при-
ведены на рис. 11, 12, 13, 14.
Внешние характеристики синхронно-
го генератора с нанесенными на них
кривыми, разграничивающими области
Pl, Р2 и РЗ работы выпрямителя, пред-
ставлены на рис. 15. В области Р1 имеет
место первый режим, в Р2 — второй ре-
жим, в РЗ — третий режим. Кривая
Р1 — Р2 проходит по точкам, где
= 2,8, а кривая Р2 — РЗ — по точ-
/йА г
кам = 0,96.
/ dA
3. ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ ШЕСТИФАЗНОЙ
СИСТЕМЫ СИНХРОННЫЙ ГЕНЕРАТОР —
ВЫПРЯМИТЕЛЬНАЯ УСТАНОВКА СГ—ВУ
Рис 15 Внешние характеристи-
ки агрегата СГ—ВУ с гранич-
ными кривыми режимов работы
выпрямителя
пк—позиция контроллера, Р1 — об
ласть первого режима работы Р2 —
область второго режима работы
РЗ— область третьего режима ра
боты
В шестифазной системе СГ — ВУ ра-
бота вентилей каждого трехфазного вы-
прямительного моста определяется теми
же закономерностями, что и при работе
независимого моста. Однако, так как на-
пряжения фаз звезд генератора сдвинуты
относительно друг друга на 30° эл.
(рис. 16), то и амплитуды напряжений
мостов udl и ud2 также сдвинуты на
32
30° эл. Вследствие этого возникает раз-
ность потенциалов, равная udl — ud2,
а вызванный ею ток i0 циркулирует
между параллельно включенными мо-
стами, минуя приемник энергии, по-
этому его называют уравнительным то-
ком. Так как ток i0 не выполняет полез-
ной работы, а накладываясь на анодный
рабочий ток, загружает бесполезно вен-
тили и вызывает дополнительные потери,
необходимо принимать меры для его
ограничения.
На первых отечественных теплово-
зах ТЭ109 с передачей переменно-по-
Рис. 16. Эквивалентная схема
чередования фаз синхронного
генератора
стоянного тока для ограничения уравнительных токов между мо-
стами включался уравнительный реактор aob (рис. 17). Уравнительный
реактор имеет секции оа и ob, расположенные на одном сердечнике,
с напряжениями «оаи иов. Средняя точка реактора является отрица-
тельным полюсом выпрямленного напряжения.
Общее выпрямленное напряжение схемы (на зажимах 0 — О')
ud — «оо— udl + «оа — «</2 + wob —
udt+ud2
2
при ЭТОМ
«оа «ов
ud2~udl
2
т. е. напряжения «оа и иов равны по величине и противоположны по
знаку.
Рассмотрим на линейной диаграмме напряжений (рис. 18), напри-
мер, интервал 0Х — 03, равный 60° эл. В момент времени 0Х напряжение
Рис. 17- Принципиальная схема системы СГ—ВУ
2 Зак. 399
33
моста udl <Z ud2 на уравнительном реакторе падает разность мгновен-
ных значений э. д. с. синхронного генератора, которая уменьшается
по мере возрастания и<ц и уменьшения Wd2-
В момент времени 02 мгновенные значения напряжений t/dl и wd2
равны и напряжения на полуобмотках ОА и ОВ уравнительного реак-
тора также равны нулю. Начиная с момента 02 до 0Ъ мгновенная ве-
личина > wd2и напряжение на полуобмотке ОА реактора становится
положительным и т. д. Период изменения напряжений на секциях
уравнительного реактора равен 60° эл. Таким образом, уравнительный
реактор создает условия, необходимые для параллельной работы двух
трехфазных систем, уравнивая в каждый данный момент времени на-
пряжения фаз, вступающих в работу.
Для того чтобы уравнительный реактор выполнял свое назначение
и создавал на обеих половинах своей обмотки противоположно направ-
ленные относительно средней точки напряжения, необходимо, чтобы
последовательно через обе полуобмотки реактора протекал намагни-
чивающий (уравнительный) ток i0, контур которого показан на рис. 17.
В одном из вентилей уравнительный ток направлен навстречу рабочему
току вентиля ta (в непроводящем направлении). Таким образом, ток
io может протекать только в том случае, когда рабочий ток анода
вентиля
т _____ Id max j
7a max % -'70-
Минимальное значение выпрямленного тока, при котором еще воз-
можно протекание уравнительного тока, называется критическим
7dBp. В свою очередь, для уравнительного реактора существует такое
минимальное значение намагничивающего тока при котором еще
обеспечивается функционирование реактора. При Id <Z 1акР намагни-
чивающий ток становится меньше 7Mmin и уравнительный реактор вы-
полняет свои функции лишь частично или перестает их выполнять со-
Рис. 18. Кривые выпрям-
ленного напряжения,
уравнительного тока и
напряжения:
а — кривые фазных э. д. с. и
выпрямленных напряжений;
б — кривые уравнительных
напряжений иа полуобмотках
реактора; в — кривые урав-
нительного тока
34
вершенно. Ток протекает лишь по одной
полуобмотке реактора, магнитный поток
в сердечнике реактора создает значи-
тельную противо-э. д. с., эффект кото-
рой можно рассмотреть как реактивное
падение напряжения, создаваемое не-
большим током в большом реактивном
сопротивлении реактора Хр. Коммути-
рующая реактивность увеличивается за
счет реактивного сопротивления реакто-
ра, и таким образом, несмотря на то, что
токи нагрузки в области рассматриваемо-
Рис. 19. Зависимость амплитуд
шестой Евт и двенадцатой Et2m
гармоник от выпрямленного
напряжения
го режима невелики, угол коммутации с ростом нагрузки резко растет.
Для уменьшения величины намагничивающего тока реактора не-
обходимо увеличивать индуктивность его обмоток, однако с ростом
индуктивности увеличиваются размеры реактора. В момент, когда ток
нагрузки Id начинает превышать величину /dHP, постоянная состав-
ляющая тока нагрузки, протекающая через обмотки уравнительного
реактора, превышает его намагничивающий ток. Начиная с этого мо-
мента, уравнительный реактор становится звеном, выравнивающим
напряжения отдельных трехфазных мостовых выпрямителей.
Как уже было рассмотрено ранее, выпрямленное напряжение каж-
дого моста содержит гармонические составляющие э. д. с. Епт, крат-
ные 6, 12, 18 и т. д. При параллельном соединении мостов шестая и крат-
ные ей в нечетном отношении гармонические составляющие —6, 18,
30 и т. д. — находятся в противофазе и замыкаются через фазы син-
хронного генератора, выпрямители и обмотки уравнительного реак-
тора, т. е. в нагрузку не попадают. Наиболее существенной из гар-
моник, попадающих в нагрузку 12, 24, 36 и т. д., будет 12-я. Как видно
из рис. 19, величина ее примерно вдвое меньше шестой гармонической.
Следовательно, системы выпрямления в виде двух трехфазных мостов
позволяют вдвое увеличить частоту пульсаций и примерно вдвое сни-
зить их амплитуду.
Из гармоник, замыкающихся внутри системы выпрямления, наибо-
лее существенна шестая. Напряжение, создаваемое этой составляющей
на полуобмотках уравнительного реактора.
Ыоа Uob ~
а уравнительный ток реактора
2Е вт
•Хр + ^а
где Хр — реактивное сопротивление обмотки реактора для шестой
гармонической;
Ха — реактивное сопротивление соединительных шин выпрями-
тельной установки и фаз синхронного генератора.
2*
35
Рис. 20. Кривые анодного и фазного
токов системы С Г—В У при отсутст-
вии реактора
Рис. 21. Кривые анодного и фазного
токов системы СГ—ВУ при наличии
реактора
При отсутствии в системе выпрямления реактора
• _ 2£6т
°~ Ха
(14)
т. е. величина уравнительного тока существенно увеличивается.
Так как уравнительный ток замыкается через вентили обоих вы-
прямительных мостов, то, естественно, он накладывается на анод-
ные токи вентилей и тем самым вызывает искажение фазных токов
синхронного генератора; причем в часть периода питающего на-
пряжения он совпадает по направлению с анодными токами вентилей
первого моста и вычитается из анодных токов второго моста, а в сле-
дующую 1/j2 часть периода — наоборот.
Приближенно-расчетные кривые фазных токов при отсутствии урав-
нительного реактора (Хр = 0) приведены на рис. 20, а при наличии
реактора (Хр == оо) — на рис. 21. Фазные токи синхронного гене-
ратора содержат в обоих случаях те же гармонические составляющие—
1,5, 7, 11, 13, 23 и т. д., однако амплитуды их различны. Из высших
гармонических в фазном токе наиболее существенной является пятая.
Рис. 22. Осциллограммы фазных то-
ков на режиме системы СГ—ВУ:
Ud = 700 В; Ы=2800 А; /ф = 1180 A; fcr«
= 100 Гц;
а — при отсутствии реактора; б — при на-
личии уравнительного реактора
Рис. 23. Осциллограммы выпрямлен-
ного напряжения на режиме системы
СГ—ВУ:
Уй = 463 В; /d = 4320 А; /ф« 1700 А; /сг =
«100 Гц;
а — при отсутствии реактора; б — при на-
личии уравнительного реактора
36
Сравнение амплитуд этой составляющей при наличии уравнительного
реактора (Хр = оо) и отсутствии (Хр = 0) показывает, что
= 1,13,
/ф2 0,21/d
т. е. в случае отсутствия уравнительного реактора амплитуда пятой
гармоники в фазном токе увеличивается на 13%. Это подтверждается
осциллограммами фазных токов генератора, приведенными на рис. 22.
Пульсация выпрямленного тока (рис. 23) также возрастает.
Как уже отмечалось, увеличение пульсаций фазного тока гене-
ратора и выпрямленного тока приводит к некоторому увеличению по-
терь в синхронном генераторе и тяговых электродвигателях. Однако,
несмотря на это, ввиду больших габаритов уравнительного реактора
в современных отечественных передачах он не применяется.
4. ВЫБОР ТИПА И ЧИСЛА ВЕНТИЛЕЙ
ТЕПЛОВОЗНОЙ ВЫПРЯМИТЕЛЬНОЙ УСТАНОВКИ
Тип вентиля и его параметры существенно влияют на энергети-
ческие и технико-экономические показатели силовой выпрямительной
установки. При проектировании выпрямительных установок необхо-
димо применять вентили с наиболее высокими показателями по току
и обратному напряжению с тем, чтобы общее число вентилей было по
возможности меньше. Количество последовательно соединенных вен-
тилей в плече выпрямителя
»пос= Чертах. (15)
где t/o6pmax — амплитуда линейного напряжения генератора;
— номинальное обратное напряжение вентиля;
кн — коэффициент неравномерности распределения на-
пряжения по последовательно включенным вентилям;
кп — коэффициент возможных перенапряжений;
/<в — коэффициент кратковременно допускаемого обрат-
ного напряжения на вентиле.
Коэффициент возможных перенапряжений определяется опытным
путем. При работе электропередачи в области отсечки по напряжению
к вентилям силового выпрямителя будет приложено повышенное на-
пряжение. Величина его определяется статизмом системы регулиро-
вания генератора и обычно не превышает 10%.
Коэффициент неравномерности распределения напряжения при по-
следовательном соединении вентилей определяется расхождением их
вольт-амперных характеристик и разницей во времени восстановле-
ния запирающей способности вентилей. Он определяется по формуле
кн = 0,75+ (16)
п
где п — число последовательно включенных вентилей. Для лавин-
ных вентилей кн = 1.
37
Коэффициент кратковременного допускаемого повышении обрат-
ного напряжения на вентиле кв зависит от типа примененных кремни-
евых выпрямителей.
Применению схемы включения вентилей силовой выпрямительной
установки без последовательного соединения вентилей и без предохра-
нителей в условиях тяги препятствует то обстоятельство, что при про-
бое одного вентиля возникает внутреннее короткое замыкание в силовой
цепи электропередачи тепловоза. При этом выпрямительная установка
выходит из строя и для восстановления ее необходимо отыскать
пробитый вентиль, что при глухом соединении вентилей сделать
сложно.
Следовательно, либо при расчете необходимо добавлять один после-
довательно включенный вентиль, либо при проектировании выпрями-
тельной установки предусматривать устройства индикации и отключе-
ния пробитого вентиля. Что касается выбора типа вентиля, то здесь
предпочтение отдается лавинным вентилям, которые допускают работу
без шунтирующих резисторов и 7?С-цепочек.
Токовые нагрузки в силовой схеме электропередачи тепловоза
приводят к необходимости параллельного включения вентилей в каж-
дом плече выпрямительной установки. Расчет количества параллель-
ных вентилей в одном плече выпрямителя ведется по заданному зна-
чению максимального тока 7dmax. Так как оба трехфазных моста ра-
ботают параллельно, то на каждый мост приходится 7dmax/2. Средний
ток в плече моста
7ср = 0,33 --^ах . (17)
В соответствии с ГОСТ 10662—73 при температуре окружающего
воздуха свыше 40° С для кремниевых вентилей величина прямого тока
должна быть снижена и для t = 50° С она составляет 0,9 7Н0М. Из-за
расхождения вольт-амперных характеристик вентилей нагрузка между
параллельными вентилями может распределяться неравномерно, что
вызывает необходимость дополнительного снижения допустимого тока
через вентиль. Учитывая это обстоятельство, длительно допустимое
среднее значение тока через вентиль
7в = 7в.н KjK2,K3, (18)
где -^в.н — номинальный ток вентиля, указанный в паспорте;
кг — коэффициент, учитывающий неравномерность деления то-
ка по параллельно соединенным вентилям;
к2 — коэффициент, учитывающий температуру охлаждающего
воздуха;
к3 — коэффициент, учитывающий скорость охлаждающего воз-
духа.
Количество параллельных ветвей в плече выпрямительной установки
«пар = • (19)
' в
38
Общее количество вентилей выпрямительной установки составит
N = 2 • 6 ппос ппар, (20)
где 2 — количество параллельно включенных трехфазных выпрями-
тельных мостов.
Одним из основных показателей электропередачи тепловоза яв-
ляется ее коэффициент полезного действия, который зависит от к. п. д.
синхронного генератора, выпрямителя и тягового двигателя.
Коэффициент полезного действия выпрямительной установки [7]
Ра + 2ДР + ДРохл ’
где Pd — U(,Id — мощность на выходе выпрямительной установки;
SAP = AP/i — потери мощности в п-вентилях;
АРОХЛ — мощность потерь на вентиляцию.
Потери мощности в одном вентиле
АР = APj + АР2, (22)
где АРХ — потери мощности при прохождении прямого тока нагрузки;
АР2 — дополнительные потери мощности при коммутации вен-
тилей в течение непроводящей части периода.
Основные потери в одном вентиле
АРХ = U0Ia + Ряк2фП, (23)
где Uo — пороговое напряжение вентиля;
/а — среднее значение анодного тока, проходящего через вентиль;
Рд — усредненное динамическое сопротивление прямой ветви
вольт-амперной характеристики;
Кф — коэффициент формы тока.
Дополнительные потери в вентиле
АР2 = АР21 + АР22, (24)
где АР21 — потери в вентиле при протекании обратного тока;
АР22 — потери, связанные с коммутацией вентилей.
Потери мощности в вентиле при протекании обратного тока могут
быть вычислены следующим способом. Пользуясь аппроксимацией
обратной ветви вольт-амперной характеристики вентиля, определяют
величину динамической проводимости вентиля бд по аналогии с опре-
делением мощности потерь в вентиле от протекания прямого тока,
находят
АР21 = A/Ht/KCP + G^Ul, (25)
где А/„ — начальный обратный ток через вентиль;
Двср и UB — среднее и действующее значения обратного напря-
жения на вентиле.
Коммутационные потери учитывают значения мощности, выделяе-
мой в вентиле в процессе его включения. Коммутационные потери не-
обходимо учитывать только в случае работы вентилей при высоких ча-
стотах. При использовании вентилей на частоте до 400 Гц величина ком-
мутационных потерь незначительна и в расчет обычно не принимается.
39
Сумма потерь Р21 и Р22 для тепловозных выпрямительных установок
составляет 2 —3% основных потерь, поэтому их обычно не учитывают.
Как показали испытания тепловозов ТЭ109 и 2ТЭ116, к. п. д. вып-
рямительных установок достаточно высок и составляет 98,5%. Рас-
четная мощность (табл. 7) на один вентиль для УВКТ-5 составляет
32 кВт по сравнению с 60 — 75 кВт у зарубежных тепловозов, что объ
ясняется различием в технических показателях вентилей.
В последнее время показатели выпрямительных установок были
несколько улучшены благодаря массовому производству лавинных
вентилей. Применение в тепловозных выпрямителях лавинных вентилей
позволило отказаться от устройств выравнивания обратных напряже-
ний и снятия коммутационных перенапряжений.
Разработка отечественной промышленностью новых полупровод-
никовых вентилей на токи 400, 500 и более ампер и быстродействующих
плавких предохранителей позволит уменьшить количество параллельно
и последовательно включенных вентилей, что приведет к повышению
технических показателей тепловозных выпрямителей.
Пример расчета выпрямительной установки на базе УВКТ-5. Наиболее
распространенный тип выпрямительной установки УВКТ-5, которой оборудованы
отечественные серийные тепловозы 2ТЭ116, ТЭ142, ТЭ114, ТЭП70 мощностью
2200 и 2950 кВт. На базе УВКТ-5 разрабатывается выпрямительная установка
и для нового тепловоза 2ТЭ121 мощностью 2950 кВт.
Массогабаритные показатели выпрямительных установок зависят от режимов
работы силовой схемы электропередачи тепловоза, типа и параметров силовых
полупроводниковых вентилей. Так, максимальные выпрямленные значения тока
Id max и напряжения Ud max определяются режимами работы тяговых электро-
двигателей. Из всех приведенных выше тепловозов наиболее тяжелые режимы
работы тяговых электродвигателей будут на тепловозе 2ТЭ121.
Выпрямительная установка тепловоза 2ТЭ121 должна обеспечить следующие
режимы работы силовой схемы электропередачи:
Udman ~ 750В — максимальная величина выпрямленного напряжения, сред-
нее значение;
/dmax=3100A — максимальная величина выпрямленного тока, среднее
значение.
Таблица 7
Страна, тнп тепловоза Мощность выпрямителя, кВт Число вентилей в плече выпря- мителя, шт. Общее^число вентилей выпря- мителя, шт. ud, в ld, * 1 Мощность рас- четная иа вен- тиль, «кВт
номиналь- ная расчетная ппос ппар
СССР, ТЭП70 .... 2700 7700 2 10 240 475 950 5700 8100 32
Франция, СС72000 2400 5300 2 2 24 1220 1800 1960 2940 220
США, SD-40 .... 2000 4500 1 10 60 500 750 4000 6000 75,0
Англия, «Кестрел» 2520 6000 1 14 84 504 810 4980 7500 71,5
40
В качестве силовых полупроводниковых вентилей выбраны широко приме-
няемые кремниевые диоды с лавинной характеристикой, с воздушным охлаж-
дением, 8 класса, типа ВЛ 200-8. Коэффициент неравномерности распределения
напряжений на последовательно включенных диодах с лавинной характеристи-
кой кн = 1.
Так как за номинальное напряжение tZd тах принято напряжение на выходе
выпрямительной установки, соответствующее максимальному напряжению
гиперболической части внешней характеристики синхронного генератора, то
при работе электропередачи в режиме ограничения по напряжению к диодам
будет приложено повышенное напряжение. Увеличение напряжения при этом
зависит от статизма системы регулирования и, как правило, не превышает 10%.
Поэтому коэффициент возможных перенапряжений принимается равным ка =
= 1,1.
Учитывая сказанное выше, количество последовательно соединенных дио-
дов в плече выпрямительной установки определится так:
Кнкп^обршах 1 • 1, 1 • 1,05-750
по KBUa 1-8000
где t/обр max — 1 >05 tZd — максимальное значение напряжения на силовом вен-
тиле в трехфазной мостовой схеме выпрямительной установки;
UH = 800В — номинальное значение обратного напряжения вентиля
ВЛ 200-8.
Принимаем паос = 2, так как при пробое одного из диодов должна сохранять-
ся работоспособность выпрямительной установки и тепловоза в целом.
Расчет числа параллельно соединенных вентилей в плече выпрямительной
установки производится по известному значению максимального выпрямленного
тока Idtnax— 8100 А. Так как силовая схема выпрямительной установки со-
стоит из двух трехфазных мостовых выпрямителей, включенных параллельно
на нагрузку, то ток через один мост составит
8100
max = 2 =4050 А.
Среднее значение тока в одном плече моста
Zcp = 0,337dl max =0,33-4050 = 1350 А,
В соответствии с ГОСТ 10662—73 при температуре окружающего воздуха
t — 50° С величина предельного тока через диод должна быть снижена до зна-
чения 0,9 ZBH.
Учитывая разбаланс токов по параллельным ветвям 20%, допустимый ток
через вентиль составит
7в = 0,9-0,8 ZB.н = 0,72-200= 144’А.
Количество параллельных ветвей в одном плече выпрямительной установки
будет
Zcp 1350
«пар = Г-дгт— = -~^=9,4. Принимаем «Пар= Ю-
Общее количество силовых вентилей выпрямительной установки тепловоза
составит
ZZ = 2.6nnoc ппар = 2-6-2-10 = 240 шт.
Расчет к. п. д. выпрямительной установки
__________Pd_________________2700
Pd+2AP + APOxa ~ 2700 4-36 4-15,8 = 0’981'
где Pd = Udid = 510 - 5300 • 10~3 = 2700 кВт;
ДР! = Z/0Z0 4- 7?дкф7§ = 0,96 - 135 4- 42 . 10~3 • 1,1а • 1353 = 150 Вт;
2ДР1 = 240 - 150 . 10-3 = 36 кВт;
РОхл = 15,8 кВт — для УВКТ-5, определяется опытным путем.
41
Глава
III
АВАРИЙНЫЕ РЕЖИМЫ
И УСТРОЙСТВА ЗАЩИТЫ СИЛОВОЙ ЦЕПИ
1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА АВАРИЙНЫХ РЕЖИМОВ
В процессе эксплуатации в электропередаче возможны случаи
возникновения аварийных режимов, вызываемых короткими замыка-
ниями в силовой цепи и сопровождающихся большими токовыми пе-
регрузками. Основными причинами коротких замыканий являются
пробой или механическое повреждение изоляции, пробой полупровод-
никовых вентилей, круговой огонь на коллекторе тягового электро-
двигателя и т. д.
Тепловое действие токов короткого замыкания для тягового гене-
ратора не представляет собой опасности, так как они довольно быстро
затухают. Более опасны электродинамические усилия, которые дей-
ствуют на лобовые части обмоток и пропорциональны квадрату тока.
Эти усилия стремятся отогнуть лобовые части обмоток статора, дей-
ствуют также между катушечными группами разных фаз и отдельными
катушками. Циклические деформации лобовых частей, особенно на
выходе из паза, приводят к повреждению изоляции и ее пробою.
В начальный момент короткого замыкания энергия магнитных
полей значительно возрастает за счет кинетической энергии ротора.
В результате на нем возникает тормозящий момент, имеющий характер
кратковременного импульса и создающий значительные ударные на-
грузки. Постоянная составляющая электромагнитного момента, дей-
ствующая на вал генератора, невелика, так как токи короткого замы-
кания являются практически чисто индуктивными.
Токовые перегрузки, возникающие при коротких замыканиях,
особенно опасны для полупроводниковых выпрямителей, так как
перегрузочная способность вентилей ограничена малыми значениями
постоянной времени нагревания полупроводникового перехода и допу-
скаемой температурой его нагрева, не превышающей 300° С в течение
10 мс [21, с. 128]. Вследствие этого даже кратковременные токовые
перегрузки могут вывести полупроводниковый вентиль из строя.
Силовые кремниевые вентили обладают сравнительно невысокой
перегрузочной способностью по обратному напряжению. Даже кратко-
временное превышение максимально допустимого обратного напря-
жения приводит к тепловому пробою перехода, при котором происходит
расплавление кремния в месте пробоя и выход вентиля из строя. Ла-
винные вентили во много раз надежнее, так как в них благодаря рас-
пространяющемуся почти по всей плоскости перехода пробою в процессе
участвует значительно (в 10s — 104 раз) большая поверхность и поэтому
42
могут быть допущены значительно большие потери энергии при нало-
жении обратного напряжения.
При нормально работающей системе автоматического регулирования
тягового генератора перенапряжения в силовой цепи могут возникать
в двух случаях: в режиме двухфазного короткого замыкания синхрон-
ного генератора и в случае одновременного отключения поездных кон-
такторов. Исследования показали, что при тяговых генераторах, име-
ющих демпферную обмотку, ощутимых перенапряжений в силовой
цепи не наблюдается.
Результаты испытаний и опыт эксплуатации тепловозов с электро-
передачей переменно-постоянного тока практически подтвердили воз-
можность возникновения аварийных режимов. В тех случаях, когда не
срабатывала защита электропередачи от токов короткого замыкания,
это приводило к тяжелым повреждениям в силовой цепи. Так, во время
испытаний тепловоза «Кестрел» фирмы «Браш» из 84 силовых крем-
ниевых вентилей выпрямительной установки вышло из строя 42. В пе-
риод испытаний отечественного тепловоза 2ТЭ109 в результате аварии
вентилятора выпрямительной установки последовал пробой двух плеч
выпрямителя и выход из строя тягового генератора.
При разработке систем защиты и в эксплуатации тепловозов с элек-
тропередачей переменно-постоянного тока основной интерес пред-
ставляют величины токов в силовой цепи электропередачи и закономер-
ности их изменения.
2. ВНЕШНИЕ КОРОТКИЕ ЗАМЫКАНИЯ
Короткие замыкания в цепи выпрямленного тока или внешние
короткие замыкания возникают при нарушении электрической проч-
ности изоляции в силовой цепи. Однако более вероятной и частой при-
чиной такого аварийного режима является круговой огонь на коллек-
торах тяговых двигателей.
Величина и длительность токов короткого замыкания определяются
в основном величинами индуктивных сопротивленияй обмоток гене-
ратора, фазой напряжения в момент появления короткого замыкания,
режимом его работы до возникновения аварийного режима, индуктив-
ностью цепи короткого замыкания. Первые три фактора всегда ока-
зывают существенное влияние на характер короткого замыкания, в то
время как четвертым можно пренебречь. Объясняется это тем, что цепь
короткого замыкания при круговом огне в наиболее неблагоприятном
случае при ослаблении возбуждения тяговых двигателей является прак-
тически безындуктивной.
В этом режиме основным индуктивным сопротивлением силовой
цепи будет индуктивность обмоток добавочных полюсов тяговых элек-
тродвигателей, которая в режиме короткого замыкания при ослаблен-
ном возбуждении резко снижается вследствие насыщения сердечников
полюсов. Поэтому можно считать, что индуктивность цепи короткого
замыкания практически не влияет на переходной процесс.
При внешнем глухом коротком замыкании трехфазная мостовая
выпрямительная установка работает в третьем режиме [17], когда одно-
43
временно открыты три или четыре плеча в зависимости от величины
катодной индуктивности: два в катодной группе и одно в анодной, два
в катодной и два в анодной или наоборот. Таким образом, в рассмат-
риваемом режиме в любой момент времени все фазы синхронного гене-
ратора замкнуты через вентили и цепь короткого замыкания, что эк-
вивалентно трехфазному короткому замыканию источника питания.
Режимы короткого замыкания берем применительно к существую-
щим тепловозным синхронным генераторам с демпферной обмоткой.
Демпферная обмотка представляет собой короткозамкнутую «бели-
чью клетку», образованную медными стержнями,вложенными в пазы
полюсов синхронного генератора. При наличии демпферной обмотки
в начальный период внезапного короткого замыкания происходит более
сильный всплеск токов в обмотках статора по сравнению со случаем
отсутствия демпферной обмотки. Однако, так как относительное ак-
тивное сопротивление демпферной обмотки значительно больше со-
противления обмотки возбуждения, то бросок тока весьма быстро зату-
хает. Особую роль демпферная обмотка играет при несимметричных ко-
ротких замыканиях синхронного генератора (интервалы двухфазного
короткого замыкания при пробое плеча выпрямительной установки).
В этом случае на свободной фазе при отсутствии демпферной обмотки
могут возникать перенапряжения, кратность которых по отношению
к напряжению перед коротким замыканием может составлять (5—9) U$.
При наличии на роторе демпферной обмотки эти перенапряжения от-
сутствуют [231.
Кроме того, при исследовании режимов внезапного короткого
замыкания не учитывалось изменение возбуждения тягового генератора,
так как система автоматического регулирования электропередачи инер-
ционна, а процесс короткого замыкания развивается быстро.
При анализе и расчете внешних коротких замыканий, не внося
существенных погрешностей, можно применять следующие допущения:
трехфазные системы тягового генератора симметричны; трехфазные
мостовые выпрямительные установки рабо-
Рис. 24. Эквивалентная
схема замещения син-
хронного генератора, ра-
ботающего на выпрями-
тель, при внешнем корот-
ком замыкании-
1—6 — вентили плеч ВУ
тают параллельно и независимо друг от дру-
га; э. д. с. источника питания синусоидаль-
на; индуктивные и активные сопротивления
линейны; вентили в течение всего рассматри-
ваемого промежутка времени сохраняют од-
ностороннюю проводимость; обратный ток вен-
тилей пренебрежимо мал.
При сделанных допущениях силовая цепь
электропередачи в режиме внешнего коротко-
го замыкания может быть представлена в ви-
де, показанном на рис. 24. Величина и про-
должительность токов короткого замыкания,
протекающих в одной и той же силовой цепи,
зависят от ряда условий и могут колебаться
от верхнего до нижнего предела. Проверка
перегрузки тяговых машин и выпрямителя
должна выполняться по верхнему пределу,
44
при котором аварийные токи будут наибольшими. Для анализа пове-
дения защиты и согласования ее защитной характеристики с парамет-
рами силовой цепи электропередачи необходимо знать как верхний,
так и нижний пределы изменения тока.
Максимальный токовый режим короткого замыкания характери-
зуется наибольшей величиной э. д. с. тягового генератора, совпадением
по времени момента короткого замыкания с прохождением мгновенного
значения э. д. с. одной из фаз через нуль, минимальным сопротивле-
нием в цепи короткого замыкания. Минимальный режим тока корот-
кого замыкания характеризуется минимальной величиной э. д. с.
тягового синхронного генератора, совпадением по времени момента
короткого замыкания с прохождением мгновенного значения э. д. с.
одной из фаз через максимум, максимальным сопротивлением в цепи
короткого замыкания.
Природу образования больших токов и характер их протекания
легко объяснить используя принцип о постоянстве потокосцепления
в синхронном генераторе в течение внезапного короткого замыкания.
Дифференциальное уравнение цепи, в которой нет источников посто-
ронних э. д. с., имеет вид [25]
— ~dT
где Т — полное потокосцепление этой цепи, обусловленное как соб-
ственным током этой цепи, так и потоками взаимной индук-
ции цепей, индуктивно связанных с нею.
Активные сопротивления r-цепей синхронного генератора весьма
малы по сравнению с индуктивными, поэтому они практически не ока-
зывают влияния на начальные токи короткого замыкания и вызывают
лишь затухание свободных токов, не поддерживаемых внешними источ-
никами э. д. с. Следовательно, при определении начальных токов ак-
тивными сопротивлениями можно пренебречь, т. е. считать все элект-
рические цепи сверхпроводящими.
Если
г = 0, то -^- = 0, (27)
dt
откуда
ф = const, (28)
т. е. потокосцепление сверхпроводящей цепи сохраняется неизмен-
ным. Принцип постоянства потокосцепления справедлив как для цепей
статора, так и ротора синхронного генератора.
Рассмотрим на основе этого принципа физическую картину явле-
ний в начальный момент короткого замыкания. Согласно принятым
условиям обмотки возбуждения и демпферная представляет собой
сверхпроводящие цепи. Следовательно, сцепленные с ними магнитные
потоки также должны остаться без изменения, а это возможно только
в том случае, если в обмотках ротора возникнут такие по величине и
направлению токи, которые оттеснили бы поток якоря на пути рассея-
ния. Поэтому для поддержания магнитного потока постоянным тре-
45
буется значительный ток статора. В статоре возникает бросок тока.
При г = 0 этот ток оставался бы постоянным неопределенно долгое
время.
В действительности обмотки ротора синхронного генератора об-
ладают активным сопротивлением, вследствие этого магнитный поток
якоря проникает сначала в контур демпферной обмотки, а затем в об-
мотку возбуждения, после-чего режим внезапного короткого замыкания
переходит в режим установившегося короткого замыкания [25]. Не-
обходимо принять во внимание, что обмотки ротора и статора имеют
электромагнитную связь, а магнитное поле, создаваемое токами вне-
запного короткого замыкания в статоре, вращается относительно ста-
тора с синхронной скоростью. В ту же сторону и с той же скоростью
вращается ротор. Следовательно, для того чтобы обеспечить постоянное
электромагнитное взаимодействие между магнитными полями ста-
тора и ротора, магнитные поля, создаваемые в обмотке ротора, должны
быть неподвижны относительно ротора. Неподвижные относительно
ротора поля могут создаваться такими токами в обмотке ротора, ко-
торые имеют постоянное направление. Из сказанного следует, что токи
в обмотке статора имеют периодический характер с основной часто-
той f, а токи в обмотках ротора являются апериодическими [25]. Со-
ставляющая тока статора, соответствующая моменту времени, когда
поток якоря замыкается через контур демпферной обмотки, называется
сверхпереходной составляющей тока короткого замыкания; составля-
ющая, соответствующая обмотке возбуждения, — переходной со-
ставляющей.
Таким образом, ток внезапного короткого замыкания /к в статоре
синхронного генератора рассматривается как векторная сумма трех
токов:
сверхпереходного переходного /„ и установившегося /к:
7к=7п + 7п + /к.
Кривая суммарного тока короткого замыкания /к в режиме, когда
в момент внезапного короткого замыкания магнитный поток в обмотке
фазы А был равен нулю, представляет собой симметричную относитель-
но оси времени фигуру, в связи с чем кривая тока /к в этом случае на-
зывается симметричной или периодической составляющей тока корот-
кого замыкания.
Максимальных мгновенных значений ток внезапного короткого
замыкания достигает в том случае, когда аварийный процесс произо-
шел в момент максимального значения магнитного потока, пронизыва-
ющего обмотку фазы А. В этом случае согласно принципу постоянства
магнитного потока он должен оставаться постоянным и в последующие
моменты времени, а для этого в обмотке статора должна возникнуть
так называемая апериодическая составляющая тока короткого замы-
кания, постоянная по величине и направлению. Таким образом,
в данном случае в статоре синхронного генератора, кроме трёх перио-
дических составляющих тока внезапного короткого замыкания, появ-
ляется четвертая — апериодическая составляющая /а. При затухании
46
тока короткого замыкания его ре-
зультирующая разбивается на не-
сколько частей
7" = 7к + (7'-7к) + (7"-7") + 7а.
Сверхпереходная составляющая
/п = 7" — Г затухает с постоян-
ной времени T"d, переходная со-
ставляющая In = Г — 7„ затухает
с постоянной времени Td, апери-
одическая составляющая 7а зату-
хает с постоянной времени T's.
Из известной [23] схемы заме-
Рис. 25. Схема замещения синхронно-
го генератора в переходном режиме
щения синхронного генератора в
переходном режиме (рис. 25) легко определить максимальные значе-
ния составляющих тока короткого замыкания. Так, максимальное
значение сверхпереходной составляющей тока короткого замыкания

где U" — напряжение за сверхпереходным индуктивным сопротив-
лением Xd.
Максимальное значение переходной составляющей тока короткого
замыкания
где U’s — напряжение за переходным индуктивным сопротивлением X'd.
Максимальное значение установившегося значения тока коротко-
го замыкания
j ____Uy
где 7/р — э. д. с. обмотки статора синхронного генератора, которая
индуктируется током возбуждения при таком насыщении
магнитной цепи, которое существует в рассматриваемом ре-
жиме работы машины.
Максимальное значение апериодической составляющей тока ко-
роткого замыкания
7 =
Затухание тока короткого замыкания происходит с постоянными
времени, определяемыми сопротивлениями участков пути, по которо-
му замыкается магнитный поток машины в сверхпереходном и переход-
ном процессах. Схема замещения синхронной машины для сверхпере-
ходного и переходного режимов известна [23]. По этой схеме постоян-
ные времени затухания токов короткого замыкания определяются сле-
дующими формулами.
47
Сверхпереходная постоянная времени демпферной обмотки, с ко-
торой затухает переходной ток статора при внезапном коротком замы-
кании, определяется сверхпереходным индуктивным сопротивлением
X"d демпферной обмотки с активным сопротивлением rKd при замкну-
той накоротко обмотке статора
у» у/ у» у»
грн Kd nd гр -^ d
X'd ° Кд
В этой формуле
1 X".
^Kd =-^Kd ~;---------Г~ = -^Kd -уТ- >
-+-Ф- d
Xs Xf ' хт
где
Х^=Хз+ ---------!-----;
1 1 1
Xad Xf XKd
X'd^xs+ ------1---,
1 1
Xad +Xf
Xf — индуктивное сопротивление рассеяния обмотки возбужде-
ния;
Xad — индуктивное сопротивление реакции якоря;
Xs — индуктивное сопротивление рассеяния обмотки статора;
XKd — переходное индуктивное сопротивление демпферной обмот-
ки на холостом ходу.
Периодическая составляющая тока короткого замыкания убывает
до установившегося значения с постоянной времени
Xf Xd Xd
1 d~----------— 1 da-- .
o>i fl Xd Xd
Апериодическая составляющая тока короткого замыкания затуха-
ет с постоянной времени статора, начиная от своей максимальной ве-
личины до нуля
г_ ^Х"
s + ’
где X"q — сверхпереходное индуктивное сопротивление синхронного
генератора по поперечной оси;
гг — активное сопротивление фазы статора синхронного гене-
ратора.
Вычислив составляющие периодических и апериодических токов
короткого замыкания, а также определив постоянные времени, полу-
48
чим уравнение [23] результирующего тока внезапного короткого за-
мыкания в фазе А синхронного генератора
ha = C0S И + «) — ( C0S (W1Z + а) X
Xd \ &d ]
_j_ _ __L
x, r'd fVzUs Viup\ . . , . T'd , V2Us 4Z
X e d — ——------------£ cos (co/ + a) e d + y—-— X
\ X'd Xd / 2
___t_
, l/2t/s" / 1 . 1 \ /o , . x tL
+ ^Со5(2(о/+а)е
В этой формуле а — угол, на который ось обмотки возбуждения
в момент короткого замыкания опережает ось фазы А статора.
Кривые изменения токов при отсутствии активных сопротивлений
в цепях генератора приведены на рис. 26 а, б. Периодические кривые то-
ков переходных процессов в фазе А—ia и в обмотке ротора if разложены
на две составляющие — периодические составляющие принужденного
тока ian 11 Оп 11 апериодические составляющие свободного тока iaa и
ifa. В начальный момент переходного процесса свободный ток iaa ра-
вен принужденному ian, но имеет обратное направление. Следователь-
но, величины апериодических составляющих iaa достигают максиму-
ма, если замыкание произошло в момент максимума периодических
составляющих ian и равны нулю при замыкании в момент прохождения
принужденного тока ian через нуль. Максимального значения ток ко-
Рис. 26. Кривые токов статора
и ротора при внешнем корот-
ком замыкании
Рис. 27- Осциллограммы токов коротко-
го замыкания статора
49
роткого замыкания ia достигает примерно через полпериода, когда
принужденный ток будет иметь одинаковое направление со свободным.
При идеально сверхпроводящих обмотках генератора описанные
процессы продолжались бы неопределенно долго. В действительности
обмотки статора и ротора имеют определенные активные сопротивле-
ния, которые и обусловливают затухание ударных токов и переход
внезапного короткого замыкания в установившееся. На рис. 27 при-
ведены осциллограммы токов внезапного внешнего короткого замы-
кания. Как и следовало ожидать, каждый из фазных токов ia, ib и ic
статора содержит апериодические составляющие, зависящие по вели-
чине от того, при каком значении фазных напряжений произошло ко-
роткое замыкание. По осциллограммам токов можно установить, что
короткое замыкание произошло в тот момент, когда напряжение фазы
А равнялось нулю. В этом случае апериодическая составляющая гаа
достигает своего максимального возможного значения.
Как было ранее отмечено, при внезапном глухом внешнем корот-
ком замыкании выпрямительная установка работает в режиме, при
котором ток в зависимости от величины катодной индуктивности про-
водят одновременно три или четыре плеча выпрямительного моста. В
интервале проводимости плеча моста фазный ток одновременно явля-
ется током плеча. Например, часть кривой тока короткого замыкания
фазы А, расположенная выше оси абсцисс, соответствует интервалам
проводимости плеча / (см. рис. 24) и является кривой тока этого пле-
ча. Часть кривой тока, расположенная ниже оси абсцисс, соответст-
вует току плеча 4. Из-за наличия апериодической составляющей в фаз-
ных токах, величина которой для данной фазы, как было показано
выше, зависит от положения ротора в момент короткого замыкания,
плечи моста окажутся нагруженными неодинаково (см. рис. 27). Пле-
чо 1 будет испытывать в несколько раз большие перегрузки, чем
плечо 4. Зная мгновенные значения токов фаз, легко определить по
графикам переходных тепловых сопротивлений температурную пере-
грузку вентилей каждого плеча ВУ.
Пример расчета токов внешнего короткого замыкания с синхронного гене-
ратора типа ГС-501. Расчет токов при внешнем коротком замыкании произво-
дится для принятой на тепловозе 2ТЭ116 схемы включения синхронного гене-
ратора ГС-501 (две трехфазные обмотки, сдвинутые на30°эл. и подключенные к
двум параллельно включенным мостовым выпрямительным установкам). Учиты-
валось, что короткому замыканию предшествовал нагрузочный режим, соответ-
ствующий максимальному напряжению. В этом случае возникший аварийный
режим будет наиболее опасен, так как токи короткого замыкания достигают мак-
симального значения. Для упрощения расчетов взаимное влияние трехфазных
обмоток не учитывалось.
При расчете использовались следующие параметры синхронного генератора
в относительных единицах:
Xad = 0,90 — индуктивное сопротивление реакции якоря по про-
дольной оси;
Xd = 0,993 — индуктивное сопротивление синхронного генератора по
продольной оси;
Ха = 0,204 — переходное индуктивное сопротивление по продольной
оси
50
Xd = 0,12 — сверхпереходное индуктивное сопротивление по продоль-
ной оси;
Xq — 0,118 — сверхпереходное индуктивное сопротивление синхрон-
ного генератора по поперечной оси;
Xf = 1,04—полное индуктивное сопротивление обмотки возбуждения;
Xf =0,136 — индуктивное сопротивление рассеяния обмотки воз-
буждения;
гу = 0,00128 — активное сопротивление обмотки возбуждения;
гК(2 = 0,037 — активное сопротивление демпферной обмотки по про-
дольной оси;
XKd = 0,044 — индуктивное сопротивление рассеяния демпферной
обмотки по продольной оси;
Х2— 0,119 — индуктивное сопротивление обратной последователь-
ности;
гх = 0,0095 — активное сопротивление фазы статора синхронного
генератора;
cos <р = 0,945 — коэффициент мощности синхронного генератора в ре-
жиме максимального напряжения;
X = Xd + Ху _ p ugg — коммутирующая реактивность фаз синхронного ге-
2 нератора;
f = 100 Гц — частота тока синхронного генератора.
Расчет постоянных времени синхронного генератора
1. Постоянная времени демпферной обмотки по продольной оси полюсов при
короткозамкнутой обмотке возбуждения и разомкнутой обмотке статора
XKdXf-\~XadXKd-VXfXad _
2n/rKd (Xf l~Xad)
0,044-0,136 + 0,90-0,044-1-0,136-0,90 Л
=--------------------------!--------!-== 0.0069b с.
6,28-100.0,037 (0,136 + 0,90)
2. Постоянная времени демпферной обмотки по продольной оси полюсов при
короткозамкнутой обмотке возбуждения и короткозамкнутой обмотке статора
T'd = T'da = • 0,00695 = 0,00409 с.
Xd 0.204
3. Постоянная времени обмотки статора при короткозамкнутой обмотке ро-
тора
Т' Ху __ О.119______= 0 02 с
S 2nfrx 6,28.100-0,0095
4. Постоянная времени обмотки возбуждения при разомкнутой обмотке
статора
7—________xj ___________1 .°4______- 1 29 с
'° 2nfrz 6,28-100-0,00128
5. Постоянная времени обмотки возбуждения при короткозамкнутой обмотке
статора
П = — T'd . 1 29 = 0,266 с.
Xd. °.993
51
Рис. 28. Векторная диаграмма токов
и напряжений синхронного генерато-
ра ГС-501 при работе на выпрямитель
Расчет токов и напряжений синхронного
генератора при нагрузке
Пользуясь векторной диаграммой
синхронного генератора (рис. 28), опре-
деляем рабочий угол о между векторами
t/ри Us в принятом нагрузочном режиме:
. . Ilq{Xq-X)
sin5= — =
us
__ 7i cos (<pi4~ 8) (Xq—X) _
"s’
h(Xq-Xr) ,
= -----—jT,----(cos q>! cos 8—
U s
— sin <px sin 6) — (Xq—Xr) (cos <px cos 6—
— sin <px sin 6) = (0,6—0,119) X
X (0,945 cos 6 — 0,325 sin 6);
1,156 sin 8 = 0,454 cos 8;
8 = 21°24',
где Us ~ Un — 323 В — э. д. с. синхронного генератора в длительном режиме;
?! = 2-1115 А — фазный ток синхронного генератора.
Определяем составляющие тока и напряжения синхронного генератора по
поперечной q и продольной d осям:
= 11 sin (б-}- <pi) = 2230 sin 40° 24' = 1444 A;
Ilq = Ii cos (8+фх) = 2230 cos 40° 24' = 1700 A;
Hd = 77''sin 6 = 323 sin 21 ° 24'= 118 B;
Uq = U"s cos 6 = 323 cos 21 ° 24' = 301 В.
Определяем внутреннюю э. д. с. Up статора синхронного генератора Up =
= Uq + /id (Ай — X) = 301 + 1444 (0,144 — 0,0172) = 484В.
Отсюда легко найти напряжение за переходным индуктивным сопротив-
лением Xd:
U'=Up—Ild (Xd — X'd) = 484—1444 (0,144—0,0296) = 319 В.
Таблица 8
t, мс 1,25 2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 17,5 20,0 25,0 35,0 45,0 55,0 100,0
iSa’ кА 4,4 11,8 19,45 9,2 0,16 9,0 13,6 5,5 —2,4 10,9 9,25 8,2 7,5 5,8
cos со/ 0,707 0 — 1 0 1 0 — 1 0 1 —1 —1 —1 — 1 — 1
со/, рад Л V Л Л Зл Т 2л 5л ~2 Зл 7л Т 4л 5л 7л 9л 11л 20л
52
Расчет токов короткого замыкания синхронного генератора
Расчет мгновенных значений токов короткого замыкания производим для
одной трехфазной звезды синхронного генератора по формуле [23]
V^UP
Isa -----7~~ cos ,о/ —
Xd
V2US
X'd
cos ate
I'd
(V^Us
\ X'd
_____t_
cos co/e T(t
484 V 2 „
---------cos w—
0,288
' 323/ 2 3191/2 \ ______I___ ( 319/2 4841/2 \
' ................ I pre (i)fp 0,004 09 _ I ------ ------ I \z
0,0348 0,0592 } 0,0592 0,288 J
X cos (o/e
323 /2 / 1
2 \ 0,0348
323 ~/2
2
/ 1
\ 0,0348
-------1 e 0.02 cos 2(o/.
0,0342 )
Расчетные значения мгновенных токов короткого замыкания в фазе А син-
хронного генератора сведены в i абл. 8.
В остальных двух фазах Л и Стоки короткого замыкания определяются по
аналогичным формулам, но с учетом их сдвига во времени па 120 и 240° эл. по
оГНОП1СПню к фазе А.
Как следует из приведенной таблицы, максимальный ток фазы достигает
величины 19 450 А через 5 м с от начала внезапного короткого замыкания при уг-
ле поворота ротора 180° эл.
3. ВНУТРЕННИЕ КОРОТКИЕ ЗАМЫКАНИЯ
И ЗАМЫКАНИЯ НА ЗЕМЛЮ
К внутренним коротким замыканиям относят короткие замыкания
в цепях выпрямительной установки, основной причиной которых яв-
ляется сквозной пробой плеча ВУ. При наличии в плече нескольких
последовательных вентилей такой вид короткого замыкания является
сравнительно редким, однако по опыту эксплуатации электроподвиж-
ного состава иногда имеет место.
Наиболее вероятным моментом пробоя вентилей является момент
окончания коммутации и момент максимума обратного напряжения.
При анализе этого вида аварийного процесса влиянием нагрузки мож-
но пренебречь, так как даже нагрузка с большой индуктивностью
практически не изменяет амплитуды тока в вентилях [24].
Рассмотрим процесс протекания внутреннего короткого замыка-
ния при пробое плеча ВУ. Пусть пробой плеча 5 наступил в момент ком-
мутации тока с плеча 5 на плечо 1 при равенстве э. д. с. фаз Л и С (см.
рис. 24). В этом случае через вентили 1 и 5 образуется контур двухфаз-
53
ного короткого замыкания. Токи через плечи ВУ /п1 — /п5 рассчиты-
ваются по формулам для двухфазного короткого замыкания [24]
^п1 ^п5
УЗ Es
2 y>2+((9£s)2
sin (со/—Фт)+ sincpTe aLs
(29)
где Es — фазное напряжение синхронного генератора;
Rs — активное сопротивление фазы;
L, — полная индуктивность фазы статора, равная сумме
индуктивностей рассеяния и взаимной индуктивности
статора и ротора;
<pT = arctg^—-угол между векторами тока и напряжения;
Es
co — угловая частота.
Приведенное выше уравнение справедливо до момента времени
t = 2^, после чего э. д. с. фазы В становится положительной, откры-
вается вентиль 3 и происходит переход двухфазного короткого замы-
кания в трехфазное. Во втором интервале аварийного режима токи плеч
выпрямителя рассчитываются по уравнениям для трехфазного корот-
кого замыкания с учетом начальных условий [24]:
Е.
inl —--------.. — °--------sin co/ 4-------------cp
y/?| + (coL8)« \ 6
Es
=- sin
УR* EivLs'?
и! —
(30)
«s
e
2
ПЭ
Es
y/?| + (coLs)2
• i J Jb
sin (to/---------------фт
_____________________
>т e
<0/- 2
(31)
.... .g .. — sin (co/
УR* 4 H42 \
Es
УЕ1+^Е8Г
(32)
где /П1 и /u5 — токи плеч 1 и 5 в момент окончания первого интервала
аварийного процесса.
Второй интервал продолжается до момента снижения тока в первом
плече. В третьем интервале снова будет двухфазное короткое замы-
кание, рассчитываемое по формулам, аналогичным первому интерва-
лу, но уже с учетом новых начальных условий, при этом /п3 = in5.
Кривые фазных э. д. с. и токов через плечи ВУ приведены на рис. 29.
Анализ процессов внутреннего короткого замыкания при пробое
плеча ВУ показывает, что наибольших значений величины токов корот-
54
кого замыкания достигают во втором интервале, когда происходит пе-
реход внезапного двухфазного короткого замыкания в трехфазное.
При пробое плеча ВУ в момент максимума обратного напряжения
на вентиле последовательность режимов следующая: трехфазное ко-
роткое замыкание, двухфазное короткое замыкание фаз В и С через
плечи 3 и 5, режим нормальной работы, двухфазное замыкание фаз
А и С через плечи 1 и 5, трехфазное короткое замыкание и т . д.
В тепловозных силовых установках вследствие малых активных
сопротивлений фаз генератора имеет место режим непрерывного тока
через пробитое плечо, т. е. отсутствует режим нормальной работы и
происходит чередование двухфазных и трехфазных замыканий.
Физическая природа образования токов при внутреннем коротком
замыкании аналогична внешнему короткому замыканию. Токи фаз и
плеч ВУ содержат установившиеся периодические составляющие и
затухающие апериодические. Однако вследствие периодического че-
редования двухфазных и трехфазных коротких замыканий имеет мес-
то непрерывный переходной режим и значительно большие величины
установившихся токов короткого замыкания. Кроме того, при пробое
плеча ВУ токи короткого замыкания протекают только по фазам той
звезды, которая связана с поврежденным мостом. По этой причине
реактивные сопротивления цепи короткого замыкания отличаются от
их значений при внешнем коротком замыкании. Точная оценка этих
сопротивлений весьма затруднительна. Поэтому они определяются из
опыта внезапного двухфазного короткого замыкания одной звезды ге-
нератора при холостом ходе другой [23].
Испытания, проведенные на тепловозе ТЭ109, показали, что ам-
плитуда ударного тока короткого замыкания через исправное плечо
выпрямителя достигает 5—5,5 кА.
Замыкание на «землю». В силовых схемах электропередач, не имею-
щих искусственного заземления на землю одной фазы синхронного ге-
нератора или одной шины выпрямленного
цепи тепло-
тродвижущих сил и токов через
выпрямитель при пробое плеча
выпрямительной установки
диаграммы напряжений в силовой
воза:
а — нормальный режим; б — при замыкании фазы А
на землю
55
ных напряжений и появлением повышенных токов В цепи. Однако за-
мыкание на землю создает предпосылки для коротких замыканий в
силовой цепи.
Рассмотрим характер явлений при однофазных замыканиях на зем-
лю. В нормальном режиме векторы фазных напряжений каждой трех-
фазной обмотки генератора образуют симметричную звезду (рис. 30).
При металлическом замыкании на землю одной фазы, например А, ее
напряжение относительно земли снижается до нуля. Напряжение ней-
трали (/н по отношению к земле становится равным по величине и об-
ратным по знаку э. д. с. заземлившейся фазы
Ua = -ЕА.
Учитывая это, получим
{/в = —Ед. + Ев = Ива. (33)
(7с = —ЕА + Ес — t^CA, (34)
т. е. напряжение неповрежденных фаз В и С относительно земли повы-
шается до междуфазного, или в ]/ 3 раза.
Повышение напряжения неповрежденных фаз относительно земли
может привести к пробою изоляции на них, что приведет к двухфаз-
ному или трехфазному короткому замыканию. Для защиты силовой
цепи электропередачи тепловоза от замыканий на «корпус» применяют
схему с реле заземления, включенным через резистор между минусом
цепи и корпусом тепловоза.
В этом случае при замыкании на корпус не происходит повышение
потенциала неповрежденных фаз относительно земли, и режим работы
схемы электропередачи тепловоза подобен режимам работы электри-
ческой сети с заземленной через переходное сопротивление нулевой
точкой.
4. УСТРОЙСТВА ЗАЩИТЫ СИЛОВОЙ ЦЕПИ
И ТРЕБОВАНИЯ К НИМ
Для предотвращения серьезных последствий возможных аварий-
ных режимов силовая цепь электропередачи должна иметь устройства
защиты, которые обеспечат работоспособность передачи наиболее прос-
тыми и надежными средствами. Устройства должны предусматривать
защиту всех элементов силовой цепи, но учитывая, что наиболее чувст-
вительным элементом электропередачи тепловоза к коротким замыка-
ниям является выпрямительная установка, техническая проблема ее
защиты занимает основное место, а защита остальных элементов дости-
гается попутно. В связи с тем что наиболее опасные максимальные зна-
чения токов внезапного короткого замыкания достигаются в течение
полупериода питающего напряжения после начала короткого замы-
кания, особое внимание должно быть обращено на быстродействие уст-
ройств защиты.
Защиту ВУ от внешних коротких замыканий можно осуществить
тремя основными способами: размыканием силовой цепи, коротким
замыканием цепи между генератором и ВУ, отключением возбуждения
56
генератора. Первые два способа получили широкое распространение
в электроподвижном составе [7]. Они обеспечивают достаточно вы-
сокое быстродействие, но на тепловозах вызывают необходимость при-
менения дополнительного силового оборудования (быстродействующие
выключатели, короткозамыкатели, фидерные предохранители), что
значительно увеличивает габариты и стоимость электропередачи.
В тепловозной электропередаче наиболее просто защита от внеш-
них коротких замыканий достигается отключением возбуждения гене-
ратора при помощи реле максимального тока и промежуточного ре-
ле с размыкающими контактами в цепи катушек контактора возбуж-
дения генератора. При такой защите полное время срабатывания со-
ставляет не менее 100 мс. Исследования показывают, если время сраба-
тывания защиты превышает 5 мс (время достижения максимума тока
короткого замыкания в первом импульсе), то с точки зрения защиты
вентилей ВУ она не является эффективной. В этом случае для обес-
печения надежной работы выпрямитель должен иметь запас по току
с тем, чтобы в эксплуатации р — n-переходы вентилей не нагревались
до предельной температуры, а воздействие тока к. з. не вызывало
бы ее превышения.
Не менее важное значение имеет защита от внутренних коротких
замыканий. В этом случае также имеет большое значение время сраба-
тывания. Высокая кратность токов внутреннего короткого замыкания
через исправные вентили повышает вероятность выхода их из строя.
Кроме того, прохождение больших токов через пробитый вентиль мо-
жет привести к его разрыву и повреждению выпрямительной установки.
Наибольшее распространение получили устройства защиты при
помощи реле, включенных по специальной схеме, чувствительных к
появлению внутренних коротких замыканий и воздействующих на
контактор возбуждения генератора. Быстродействие этих устройств
недостаточно для ограничения максимума тока короткого замыкания.
Кроме того, после срабатывания защиты необходимо обнаружить и
отключить пробитое плечо, на что потребуется значительное время.
Более эффективно достигается защита от внутренних коротких за-
мыканий при помощи быстродействующих плавких предохраните-
лей. Такие предохранители выполняют на ток одного вентиля и вклю-
чают в каждую параллельную цепь вентилей. В случае сквозного про-
боя плеча весь ток к. з. будет протекать через поврежденную ветвь, что
приведет к перегоранию плавкой вставки и отключению поврежденной
ветви, при этом цепь короткого замыкания отключится раньше, чем
ток достигнет максимального значения. Выпрямитель сохранит работо-
способность, но допустимая мощность его уменьшится.Пробитые венти-
ли и предохранители заменяются на стоянке или в депо.
Так как быстродействующие малогабаритные предохранители не
изготовляются серийно, а количество их при большом числе парал-
лельных цепей ВУ велико, то этот способ защиты пока не применя-
ется широко.
Большое количество вентилей в мощных выпрямительных уста-
новках повышает вероятность появления поврежденных вентилей.
При пробое отдельного вентиля в последовательной цепи возрастает
57
обратное напряжение на остальных вентилях этой цепи. Повышение
обратного напряжения на вентилях увеличивает вероятность пробоя
следующего. Пробой отдельных вентилей не вызывает нарушения рабо-
ты выпрямителя и может остаться незамеченным до сквозного пробоя
плеча.
Другим видом повреждения вентиля является обрыв цепи, исклю-
чающий возможность прохождения прямого тока. Такое повреждение
опасно для других вентилей плеча, поскольку приводит к перегрузке
их по току. В связи с этим необходимы специальные устройства сиг-
нализации исправности вентилей. Однако в последнее время повыше-
ние надежности полупроводниковых приборов позволяет отказаться
от их применения и ограничиться периодической проверкой состояния
вентилей в локомотивных депо.
Схемы защиты, аналогичные примененным на советских теплово-
зах, устанавливаются и на современных локомотивах, выпускаемых
за рубежом.
В США тепловозы с электропередачей переменно-постоянного тока
выпущены фирмами «Алко» и «Дженерал Моторе». Тепловозы SD-40
и GP-40 эксплуатируются на дорогах США с 1964 г. Их выпрямитель-
ные установки отличаются высоким использованием вентилей (всего
60 вентилей на расчетную мощность 4500 кВт). Для защиты от пробоя
вентилей силовой установки последовательно с каждым диодом вклю-
чается плавкий предохранитель. Такая защита несколько громоздка,
но при сравнительно небольшом количестве кремниевых вентилей в
силовой выпрямительной установке (60—90 шт.) приемлема для теп-
ловозов.
В Англии тепловоз фирмы «Браш» типа «Кестрел» оборудован схе-
мой защиты от токов короткого замыкания, осуществляемой коротко-
замыкателем с электронной схемой управления. Защита от токов ко-
роткого замыкания срабатывает при 180%-ной перегрузке по току.
Бесщеточная система возбуждения тягового генератора имеет сис-
тему защиты, отстроенную на срабатывание по сигналу тока возбуж-
дения при 140%-ной перегрузке. Каждая схема контроля и защиты
электрооборудования тепловоза снабжена сигнальным устройством.
При срабатывании защиты от токов короткого замыкания при пробое
вентилей загорается сигнальная лампа с указанием места пробоя вен-
тиля в выпрямительной установке.
Электровозы серии Rc для Государственных дорог Швеции с ти-
ристорным регулированием напряжения и независимым возбуждением
тяговых двигателей имеют защиту от токов короткого замыкания,
осуществляемую плавкими предохранителями.
Наиболее современными из числа электровозов Японских нацио-
нальных железных дорог являются локомотивы типов ED78, ЕГ71,
ЕГ81. На этих локомотивах защита от коротких замыканий осуществ-
ляется с помощью быстродействующего выключателя в цепи постоян-
ного тока.
В ФРГ на электропоездах серии ЕТ25 фирмой «Браш» было уста-
новлено тиристорное регулирование питания тяговых двигателей. За-
щита преобразователя обеспечивалась плавкими предохранителями
58
в каждой из параллельных цепей й быстродействующим выключате-
лем в цепи питания переменного тока. Срабатывание быстродействую-
щего выключателя, перегорание одного из плавких предохранителей
или отключение мотор-вентилятора выпрямительной установки мож-
но обнаружить по зажиганию сигнальной лампы на пульте ма-
шиниста[28].
На французском тепловозе СС70000 мощностью 4800 л. с. фирмы
«Альстом» выпрямительная установка имеет элементы с индивидуаль-
ной защитой от перенапряжений из резисторов и конденсаторов. От
перегрузки электропередача защищается при помощи реле перегрузки.
На тепловозах серии 67300 мощностью 2400 и 2800 л. с., оборудо-
ванных электропередачей переменно-постоянного тока и предназна-
ченных для серийного производства, каждая ветвь выпрямительной
установки защищена плавким предохранителем. Из элементов защи-
ты предусмотрено также реле перегрузки, которое в режимах корот-
кого замыкания снимает возбуждение с тягового синхронного генера-
тора. Время срабатывания защиты порядка 100 мс.
Тепловозы серии 67000 мощностью 2400 л. с. оборудованы схемой
защиты от коротких замыканий. При коротком замыкании срабаты-
вает быстродействующее реле, отключающее контактор возбуждения
тягового генератора. Разряд обмотки возбуждения происходит через
резистор гашения поля, соединенный последовательно с диодом таким
образом, что обмотка ротора не шунтируется при нормальных услови-
ях работы. Защита выпрямительной установки обеспечивается быстрым
снятием возбуждения с тягового генератора. Другими защитными уст-
ройствами являются реле нулевого тока в системе питания двигателя
вентилятора и дифференциальное реле заземления. Срабатывание лю-
бого из этих устройств отключает контактор возбуждения генератора
переменного тока. Время срабатывания защиты составляет 60 мс.
Для локомотивов, в схемах электропередачи которых применяются
тиристоры, защитное оборудование несколько отличается от того, ко-
торое необходимо при нерегулируемых выпрямителях. Импульсная
перегрузка тиристоров такая же, как и для нерегулируемых полу-
проводников. Осложнение вызывает тот факт, что при температуре
140—160° С тиристор теряет запирающие свойства в прямом направ-
лении.
Чтобы обеспечить эффективную защиту, следует не допускать про-
текания токов короткого замыкания в течение более чем одного цик-
ла. Это может быть достигнуто с помощью обычных защитных уст-
ройств: быстродействующих выключателей в цепях постоянного и
переменного токов и быстродействующих плавких предохранителей в
ветвях тиристоров.
Как показали результаты экспериментальных работ, проведенных
фирмой «Браш», нет необходимости иметь особые защитные устройства
с высокими отключающими характеристиками, такие как коротко-
замыкатели. Из всех рассмотренных выше локомотивных защитных
устройств только плавкие предохранители защищают от сверхтоков,
возникающих в результате внезапного короткого замыкания в электро-
передаче. Аналогичные результаты были получены при испытании
59
Швейцарских выпрямительных электровозов серии А1 4/4 мощностью
6240 л. с. с кремниевыми выпрямительными установками.
Первоначально на этих электровозах защита выпрямительной ус-
тановки осуществлялась короткозамыкателями. Однако испытания
показали, что токи короткого замыкания не превышают кратковре-
менно допустимых для вентилей значений, поэтому от короткозамы-
кателей отказались и для защиты от внутренних и внешних коротких
замыканий в электропередаче были установлены два реле максималь-
ного тока [29].
Как видно из материалов, приведенных в настоящем разделе, все
современные локомотивы имеют системы защиты от коротких замы-
каний в силовой цепи электропередачи. Защита локомотивов с сило-
выми неуправляемыми вентилями может осуществляться как путем
применения реле перегрузок, реле максимального тока, так и при по-
мощи быстродействующих предохранителей. На локомотивах, в схе-
мах электропередач которых применяют тиристоры, защита осущест-
вляется при помощи быстродействующих предохранителей или быстро-
действующих выключателей.
Учитывая вышеизложенное, можно сделать вывод о том, что для
обеспечения надежной работы электропередачи локомотив должен
быть оборудован системой защиты, удовлетворяющей следующим тре-
бованиям.
1. Быстродействие. Цепь короткого замыкания должна отключать-
ся с возможно большей быстротой для ограничения размеров разру-
шения тягового электрооборудования. Полное время отключения скла-
дывается из времени срабатывания реагирующего органа и времени
действия отключателя.
2. Чувствительность. Для того чтобы защита реагировала на от-
клонения от нормального режима, которые возникают при коротких
замыканиях, она должна обладать определенной чувствительностью
в пределах установленной зоны ее действия. Защита должна дейст-
вовать не только при металлическом коротком замыкании, но и при
замыкании через переходное сопротивление, определяемое электри-
ческой дугой.
Чувствительность защиты должна быть такой, чтобы она могла
сработать при коротком замыкании в минимальных режимах систе-
мы, т. е. в таких режимах, когда изменение величины, на которую
реагирует защита (ток, напряжение и др.), будет наименьшей. Для теп-
ловозной электропередачи таким минимальным режимом будет рабо-
та на первых позициях мощности локомотива.
Чувствительность защиты принято характеризовать коэффициентом
чувствительности к:
„ At.smln
rv ==.----
I с.з
где Aamin — минимальный ток короткого замыкания;
/с.3 — ток срабатывания защиты.
3. Надежность. Требование надежности состоит в том, что защита
должна безотказно работать в пределах установленной зоны при ко-
бо
ротких замыканиях и не должна работать неправильно в режимах,
при которых ее работа не предусматривается. Надежность защиты
обеспечивается простотой конструкции и схемы, уменьшением в ней
количества элементов, качеством монтажных материалов, самого мон-
тажа и контактных соединений, а также уходом за ней в процессе экс-
плуатации.
4. Селективность. Селективностью, или избирательностью, защиты
называется ее способность отключать при коротких замыканиях толь-
ко поврежденный участок электропередачи. Так при пробое вентилей
в параллельной ветви плеча выпрямительной установки с предохра-
нителями перегорание плавкой вставки предохранителей приводит к
отключению только поврежденной ветви. При этом сохраняется рабо-
тоспособность силовой схемы электропередачи, и аварийный режим
устраняется автоматически.
Кроме того, устройства защиты силовых цепей электропередач теп-
ловозов должны иметь небольшие габариты, быть устойчивыми к виб-
рациям и тряске, просты в обслуживании и ремонте.
5. ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СХЕМЫ УСТРОЙСТВ ЗАЩИТЫ
Четырехтрансформаторная схема защиты. На первых образцах
локомотивов типа ТЭ109 устанавливалась четырехтрансформаторная
схема защиты от коротких замыканий в силовой цепи (рис. 31). Узел
трансформаторов тока используется для двух целей. Во-первых, для
получения сигнала обратной связи по выпрямленному току в схеме
регулирования тягового генератора и, во-вторых, для получения сиг-
нала о коротком замыкании в силовой цепи. Применение именно че-
тырех трансформаторов тока в схе-
ме электропередачи объясняется
тем, что для получения сигнала о
любом виде короткого замыкания
в каждой звезде тягового генера-
тора должно быть не менее двух
трансформаторов, т. е. минималь-
ное общее число трансформаторов
равно четырем. Трансформаторы
включаются по схеме диодного
сравнения таким образом, что на
выходе мостов протекает наиболь-
ший из токов трансформаторов. На
выход выпрямительных мостов под-
ключаются два реле максимально-
го тока РМ.1 и РМ.2, каждое на два
моста трансформаторов одной звез-
ды, и эквивалентное сопротивле-
ние селективного узла Rn. Приме-
нение двух реле примерно вдвое
повышает чувствительность защи-
Рис. 31. Схема четырехтрансформа-
торной системы защиты
61
ты к внутренним коротким замыканиям по сравнению со схемой с
одним реле.
Уровень чувствительности защиты определяется величиной мак-
симального фазного тока тягового генератора в нормальном режиме.
Чтобы избежать ложных срабатываний защиты, напряжение включе-
ния реле должно достигаться при токе, большем максимального при-
мерно на 20%. При наличии на выходе мостов одного реле напряже-
ние на его обмотке в нормальном режиме равно
11 __ 1 >2/Гтах р /о
^норм к ^н»
при двух реле, учитывая, что при нормальном режиме трансформато-
ры каждой звезды работают на нагрузку 7?н попеременно,
^иорм-0,5 b2/^ax Rhi (36)
где ктт — коэффициент трансформации трансформаторов тока.
Из приведенных выше равенств следует, что при нормальном ре-
жиме работы силовой схемы при наличии двух реле напряжение на его
катушке в два раза ниже, чем при одном реле. В данной схеме в цепи
нагрузки протекает наибольший из токов трансформаторов. Токи от
других трансформаторов, не проходя в нагрузку, замыкаются через
свои выпрямительные мосты, которые принудительно открываются
этим наибольшим током. Поскольку токи всех трансформаторов пооче-
редно в течение полупериода достигают максимальных значений, то
в нормальном режиме работы происходит поочередное включение
трансформаторов тока на нагрузку.
При коротком замыкании в силовой схеме ток одной из фаз генера-
тора все время больше, чем в остальных фазах и, следовательно, на
выходе будет только ток того моста, который питается от этой фазы.
В таком случае напряжение на обмотке одного из двух реле в аварий-
ном режиме равно:
= (37)
т. е. чувствительность схемы защиты с двумя реле к коротким замыка-
ниям вдвое выше, чем при одном реле.
В качестве реле максимального тока применялось реле типа РМ-4,
контакты которого включены в цепи питания катушки контактора
возбуждения тягового генератора. Таким образом, защита силовой
цепи электропередачи от коротких замыканий осуществляется путем
отключения возбуждения тягового генератора.
Испытания схемы защиты. Схема защиты на срабатывание при токе
Id = 8000 А настраивается изменением сопротивления RH так, что-
бы в режиме Id = 4000 A, Ud = 500 В, /сг = 100 Гц напряжение на
нагрузке 7?н было (7Н = 12,5 В. Эквивалентное сопротивление нагруз-
ки с учетом активного сопротивления обмоток реле Rn = 13 Ом, £7р1 =
= 6,5 В, £7р2 = 6 В.
Для испытания защиты при внезапном коротком замыкании на сто-
роне выпрямленного тока устанавливался следующий исходный ре-
62
1/ /\/\/\М/\/\^^
у 1Б,4кА
J1СЗ
ta-0.056с
Отметка j
включения РМ1 J----------------у2с—-
Отметка времени —М—h*------
, 1 1 1 1__4__4_4-4--4-4--4-4--I-4-4--4-4--4-4--4-4--4-4.
Рис. 32. Осциллограмма короткого замыкания на выходе ВУ
жим: Ud = 700 В, Id = 0, /сг = 100 Гц, Iв = 91 A, UB = 43,5 В. Ко-
роткое замыкание осуществлялось включением автомата типа АВ-45.
В процессе испытаний осциллографировались токи трех фаз одной
звезды генератора ГС-501 1с1, 1с2, /с3, напряжение на обмотке воз-
буждения UB и ток возбуждения /в. Результаты опыта приведены на
рис. 32 и в табл. 9.
Из осциллограмм видно, что собственное время срабатывания за-
щиты составляет tp = 0,056 с, перенапряжение на обмотке возбужде-
ния в момент гашения поля t/Bmax = 332 В, максимальная величина
выпрямленного тока через 0,005 с после начала короткого замыкания
составляет Id = 44 кА. Зависимость Id = f (t) в переходном процес-
се следующая:
/</, кА . . 44 19,6 11,2 9,5 8,4 4,7 2,34
t, ’с .... 0,005 0,025 0,05 0,075 0,1 0,15 0,2
Для испытания защиты в режиме внезапного короткого замыка-
ния при пробое плеча ВУ устанавливался режим: Ud = 750 В, Id =
= 0, иф = 252 В, UB = 32,5 В, 1В = 53 A, /сг = 100 Гц.
Результаты испытаний приведены в табл. 10 и на рис. 33.
В переходном режиме ток реле РМ.1 достиг максимального значе-
ния 0,5 А, что превышает ток срабатывания реле, равный 0,19 А. Вре-
мя включения реле при этом составило /р = 0,038 с. Перенапряжение
на обмотке возбуждения синхронного генератора в момент начала
Таблица 9
Измеряемый параметр Фазы На выходе ВУ Обмотка возбуждения
11С1 11с2 11сЗ
Ток, А ... 16 400 20 300 8100 44 000 314
Время, с . . . 0,006 0,005 0,003 0,005 0,005
Примечание. Прн / = 0,18с напряжение t/B = 332 Б.
63
Таблица 10
Измеряемый параметр Фазы Обмотка возбуждения Цепь реле РМ1
11сЗ Чс! 11с2
Ток, А . . . . 14 500 27 500 30 000 262 0,5
Время, с . . . 0,0025 0,005 0,0075 0,025 0,03
Пр и м е ч а и и е. При t= 0,12с С7в = 600 в.
гашения поля С/втах = 600 В, ударный фазный ток /ф/с? = 30 кА
соответствует t = 0,0075 с.
Испытания и опыт эксплуатации тепловозов с четырехтрансформа-
торной схемой защиты выявили два существенных ее недостатка. Та-
кая схема защиты обладает большой зоной нечувствительности, выз-
ванной тем, что на первых позициях токи короткого замыкания соизме-
римы с рабочими токами на позициях максимальной мощности. При
внутренних коротких замыканиях направление токов во всех фазах
генератора, в том числе и в фазе, связанной с пробитым плечом, неиз-
менно. Защита может оказаться неработоспособной, так как постоян-
ные составляющие фазных токов намагничивают сердечники транс-
форматоров тока до глубокого насыщения, и токи короткого замы-
кания во внутреннюю цепь не трансформируются.
Кроме того, при неравномерной загрузке трехфазных обмоток гене-
ратора вспомогательными нагрузками происходит отклонение харак-
теристик схемы защиты от расчетных. Система защиты очень громозд-
ка, так как для размещения четырех трансформаторов необходимо пре-
Рис. 33 Осциллограмма короткого замыкания при пробое
плеча ВУ
64
Рис 34 Схема защиты с трансформа-
тором постоянного тока и реле между
нулевыми точками звезд синхронного
генератора
дусматривать много места для ис-
ключения их магнитного взаимо-
влияния.
Схема защиты с трансформато-
ром постоянного тока и реле между
нулевыми точками звезд синхрон-
ного генератора. Учитывая недо-
статки предыдущей защиты, на по-
следующих отечественных теплово-
зах устанавливались более совер-
шенные системы. В этих схемах
защита от токов внешнего корот-
кого замыкания осуществлялась
при помощи реле максимального
тока РМ1, запитанного от транс-
форматора постоянного тока, ре-
агирующего на увеличение вы-
прямленного тока тягового гене-
ратора (рис. 34).
В связи с тем, что такая схема нечувствительна к внутренним ко-
ротким замыканиям, для защиты от них кандидатами технических наук
Б. Г. Каменецким и В. И. Бурьяницей [27] была предложена схема с
реле РМ2, включенного между нулевыми точками фаз тягового генера-
тора (рис. 34).
Принцип действия этой защиты основан на появлении при внутрен-
нем коротком замыкании между нулевыми точками звезд тягового гене-
ратора постоянной составляющей напряжения, на которую реагиру-
ет реле РМ2. В нормальных рабочих режимах напряжение на катуш-
ке реле имеет тройную частоту по отношению к частоте генератора.
Так как катушка реле имеет достаточно большое индуктивное сопро-
тивление, то ток через нее в нормальных режимах меньше тока сраба-
тывания.
Испытания схемы защиты при внезапном коротком замыкании на
стороне выпрямленного тока. Исходный режим характеризовался сле-
дующими параметрами: Ud = 700 В, Id = 0, UB = 31 В, /в = 62,4 А,
for = ЮО Гц. Время включения реле защиты составило 0,02 с. Перена-
пряжение на обмотке возбуждения синхронного генератора в момент
Таблица 11
Ud,в 700 700 463 318 525 350 350 230
Id, А ... 0 2830 4320 6300 2480 3700 1570 2400
fCr, • 100 100 100 100 75 75 50 50
(Уф, В . . . 248 310 231 160 230 150 160 100
Up, в . . . 38 160 208 225 120 150 60 90
3 Зак. 399 65
гашения поля t7Bmax — 288 В. Выпрямленный ток Id в процессе ко-
роткого замыкания имеет следующие значения:
Idt кА . . 39,6 18 9,6 7,2 6 5,9 4,8
t, с .... 0,005 0,025 0,05 0,075 0,1 0,15 0,2
Максимальная величина выпрямленного тока составила Id = 39,6кА
спустя 0,005 с после начала короткого замыкания.
Испытания схемы защиты при внутреннем коротком замыкании.
При нормальном режиме работы ВУ при помощи электронного осцил-
лографа было установлено, что частота напряжения переменного тока
на обмотке реле, включенного между нулями «звезд» синхронного ге-
нератора, составляет трехкратную величину по отношению к частоте
фазного напряжения. Результаты измерений приведены в табл. II.
При нормальном режиме работы ВУ срабатывания реле не проис-
ходит. Исходный режим для испытания защиты характеризовался
следующими параметрами: Ud = 700 В, Id = 0, /в = 62 A, UR =
= 31,5 В, /сг = 100 Гц. Имитировался пробой плеча фазы 1С1 при
помощи автомата АВ-45. Время включения реле защиты составило
0,02 с, собственное время срабатывания защиты — 0,25 с. Перенапря-
жение на обмотке возбуждения синхронного генератора в момент га-
шения поля достигло 440 В. Максимальные значения фазных токов
при этом составили: фазы 1С1 = 14,2 кА, фазы 1С2 — 18 кА, фазы
1СЗ — 16,5 кА. Постоянная составляющая тока через реле в момент
срабатывания имела значение 0,24 А.
Глава
IV
СИСТЕМА
АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ
ТЯГОВОГО ГЕНЕРАТОРА
1. НАЗНАЧЕНИЕ И ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ
АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ
ТЯГОВОГО ГЕНЕРАТОРА
Система автоматического регулирования (САР) тягового генерато
ра предназначена для формирования внешних характеристик тягового
генератора путем воздействия на его возбуждение. Основные требо-
вания, предъявляемые к САР и характеристикам тягового генератора,
сводятся к следующему.
1. Использование для тяги всей свободной мощности дизеля неза-
висимо от величины сопротивления движению, а также при изменении
мощности вспомогательных нагрузок дизеля, атмосферных условий
и других факторов, влияющих на ее величину.
2. Получение режимов частичной нагрузки (пониженной мощно-
сти) дизеля при условии наиболее экономичной его работы.
3. Ограничение пускового тока тяговых двигателей с возможно-
стью изменения его величины в широких пределах для обеспечения
требуемой по условиям трогания поезда силы тяги. При этом жела-
тельно поддержание примерно постоянного в процессе разгона поез-
да пускового тока. Для сокращения времени трогания и разгона долж-
но быть обеспечено ускоренное нарастание пускового тока до макси-
мального значения.
4. Создание противобоксовочных свойств электропередачи (это
требование подробно рассматривается в главе VI).
5. Ограничение предельных параметров электропередачи: макси-
мального тока и напряжения.
6. Стабильность характеристик, устойчивость, достаточное быстро-
действие и точность регулирования.
Система автоматического регулирования тягового генератора долж-
на с наибольшей полнотой выполнять все требования, так как от это-
го зависят тяговые качества локомотива, надежность и экономичность
его работы.
Регулирование тягового генератора можно рассматривать в двух
аспектах: регулирование при фиксированной частоте вращения дизе-
ля; регулирование в функции частоты вращения. Для тепловозных
дизелей режимы фиксированной частоты вращения являются основ-
ными рабочими режимами. Каждой рабочей ступени частоты вращения
соответствует определенный уровень свободной мощности, которую
дизель может отдать на тягу.
Величина свободной мощности на данной рабочей ступени может
колебаться в некоторых пределах в зависимости от изменения темпе-
ратуры воздуха и атмосферного давления, температуры топлива, мощ-
3* 67
ности вспомогательных нагрузок. На номинальной частоте вращения
колебания свободной мощности дизеля могут составлять до 15% но-
минального значения.
В процессе движения поезда происходит изменение сопротивления
движению, что приводит к изменению тока нагрузки тяговых двига-
телей и генератора. Следовательно, для передачи постоянной мощно-
сти к осям тепловоза внешняя характеристика генератора должна
быть гиперболической.
Величина мощности генератора определяется свободной мощностью
дизеля в рассматриваемый момент времени. Таким образом, каждой
рабочей ступени соответствует не одна фиксированная гиперболичес-
кая внешняя характеристика генератора, а некоторая область, в пре-
делах которой она может перемещаться. Гиперболическая характерис-
тика должна иметь ограничения максимальных для данной частоты
вращения значений тока и напряжения генератора.
Ограничение максимального напряжения, во-первых, обеспечивает
надежность и безопасность работы электрооборудования с точки зре-
ния допустимых потенциальных нагрузок на коллекторах тяговых
двигателей, электрической прочности изоляции машин и аппаратов,
обратного напряжения вентилей выпрямительной установки. Во-вто-
рых, оно позволяет получить ограничение тока возбуждения генера-
тора. Ограничение тока генератора также служит двоякой цели — на-
ряду с ограничением максимальных токовых нагрузок электропереда-
чи, что прежде всего важно для выпрямительной установки и тяговых
двигателей, оно используется для регулирования пусковой тяги теп-
ловоза.
Для обеспечения нормальных условий трогания, разгона и ведения
состава машинист должен иметь возможность изменять величину тяго-
вой мощности и пусковой тяги. На отечественных тепловозах принят
способ регулирования тяговой мощности и пусковой тяги в зависимости
от частоты вращения вала дизеля п.л. Рассмотрим, каким образом
должны меняться в функции пд параметры внешней характеристики
генератора: мощность, ограничиваемые напряжение и ток.
Мощность дизеля для каждой ступени частоты вращения выбира-
ется обычно из условий наиболее экономичной его работы. Зависимость
Рг = / (пи) свободной мощности дизеля 5Д49 тепловоза 2ТЭ116 в функ-
ции частоты вращения приведена на рис. 35, где величина мощности
дана на выводах выпрямительной установки при нормальных атмо-
сферных условиях и включенных вспомогательных нагрузках. Ха-
рактер этой зависимости различен для разных типов дизелей.
Для ограничиваемого напряжения генератора обычно принимает-
ся закон изменения пропорционально частоте вращения ид. Вследствие
этого на участках ограничения напряжения работа происходит с при-
мерно постоянным магнитным потоком и обеспечивается ограничение
тока возбуждения генератора. Это ограничение не распространяется
на другие участки внешней характеристики, где могут быть получены
и большие значения тока возбуждения.
При выборе закона изменения ограничиваемого тока стремятся по-
лучить по возможности высокие значения пускового тока и тяги на
68
низких частотах вращения
вала дизеля, что сокращает
время трогания и разгона по-
езда и улучшает пусковые ка-
чества тепловоза. При этом
учитываются следующие ог-
раничения по электропере-
даче на низких частотах вра-
щения: по выходу возбудите-
ля из-за снижения его напря-
жения; по нагрузке выпрями-
тельной установки вследствие
уменьшения скорости охлаж-
дающего воздуха (в случае
независимой от частоты вра-
щения системы вентиляции
ВУ это ограничение сни-
мается) .
На отечественных тепло-
возах с электропередачей пе-
Рис. 35. Зависимости мощности дизель-ге-
нератора тепловоза 2ТЭ116 от частоты вра-
щения:
лд — частота вращения дизеля; Рг — свободная
мощность дизеля; Рс, Рс от — мощность по селек-
тивным характеристикам генератора; Рг max—
мощность при максимальном корректирующем
сигнале, !п—15п — позиции контроллера
ременно-постоянного тока ну-
сковой ток, близкий к максимальному, достигается при частотах вра-
щения 0,75—0,8 от максимальной. Начальное значение пускового
тока на низшей частоте вращения принимается из условий плавности
трогания тепловоза.
2. СИСТЕМА АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ
ТЯГОВЫХ ГЕНЕРАТОРОВ
В САР тяговых генераторов тепловозов послевоенного периода
можно выделить три поколения, существенно различающихся по
схемным решениям и применяемому электрооборудованию. К перво-
му поколению относятся системы, использующие возбудители специ-
альной конструкции (тепловозы ТЭ1, ТЭ2, ТЭЗ, ТЭМ1, ТЭМ2). Гипер-
болическая внешняя характеристика генератора в этих системах до-
стигается применением насыщенных и ненасыщенных полюсов возбу-
дителя и вводом в него полного или частичного тока генератора. К их
недостаткам следует отнести сложность конструкции и настройки воз-
будителя, трудность унификации, низкую точность поддержания по-
стоянной мощности и отсутствие регулируемого по позициям конт-
роллера ограничения тока генератора. Эти обстоятельства приве-
ли к тому, что на тепловозах ТЭЗ в систему для усовершенствования
были введены элементы замкнутого регулирования: узлы дополни-
тельного регулирования мощности и ограничения тока.
Важным этапом в развитии САР электропередач явилось создание
единой замкнутой системы регулирования всех параметров внешней
характеристики генератора (мощности, тока и напряжения), приме-
ненной сначала на тепловозе ТЭ10, а затем на тепловозах 2ТЭ10Л,
ТЭП60, М62, ТЭМ6. Впервые в широком масштабе на тепловозах были
69
внедрены бесконтактные электромагнитные устройства, в том числе
магнитные усилители, датчики тока и напряжения, частоты, механичес-
кого перемещения, не потерявшие своего значения и в настоящее вре-
мя. Возбудителем в этой системе служит генератор постоянного тока
с магнитным усилителем в цепи возбуждения, для питания устройств
автоматики используется маломощный синхронный генератор (син-
хронный подвозбудитель).
В сочетании с объединенным регулятором дизеля (ОРД) эта систе-
ма регулирования позволила обеспечить работу дизеля в наиболее
экономичных режимах во всем диапазоне его частот вращения, полу-
чить точное ограничение пускового тока и напряжения генератора.
На тепловозах 2ТЭ10Л для этой системы впоследствии была разрабо-
тана схема регулирования динамических жестких внешних характе-
ристик генератора, существенно повысившая использование сцепного
веса тепловоза. Применение возбудителя обычной конструкции, прос-
тота настройки системы обусловили ее широкую унификацию для теп-
ловозов различных характеристик и мощности.
Дальнейшее совершенствование САР стало возможным в резуль-
тате развития полупроводниковой техники, внедрения транзисторных
и тиристорных преобразователей и усилителей. Тиристорные усили-
тели обладают такими качествами, как малые габариты при большой
мощности, высокий к. п. д. и быстродействие, высокий коэффициент
усиления. Это дало возможность на тепловозах с электропередачей
переменно-постоянного тока осуществить более рациональную схему
возбуждения — с возбудителем переменного тока и усилителем не-
посредственно в цепи обмотки возбуждения генератора. При этом воз-
будитель используется как источник питания устройств автоматики
САР, а подвозбудитель исключается из схемы.
Одновременно в новой САР применены более совершенные спосо-
бы формирования характеристик электропередачи, в частности, вве-
дены раздельные каналы регулирования напряжения, тока и мощно-
сти генератора. Внедрение этих способов позволило приблизить регу-
лирование электропередачи к оптимальному, решить задачи регули-
рования электропередачи в режиме совместной работы с источником
энергоснабжения поезда и в режиме электрического торможения. Ти-
ристорная САР применена на ряде тепловозов с электропередачей пе-
ременно-постоянного тока: V300, ТЭ114, 2ТЭ116, ТЭП70, ТЭМ7.
3. СТРУКТУРНАЯ СХЕМА САР
ТЯГОВОГО ГЕНЕРАТОРА
Типовая для тепловозов с электропередачей переменно-постоянного
тока структурная схема САР тягового генератора представлена на рис.
36. Система построена по принципу замкнутого регулирования напря-
жения, тока и мощности тягового генератора Г. Сигналы обратной
связи по напряжению и току генератора, получаемые от трансформато-
ров постоянного напряжения ТПН и постоянного тока ТПТ, поступа-
ют в узел преобразования и сравнения сигналов, называемый селек-
70
Рис. 36. Структурная схема САР тягового генератора
тивным. В селективном узле СУ по сигналам Ur и /г формируется
сигнал по мощности генератора и каждый из этих трех сигналов срав-
нивается с сигналом уставки (задания). Полученный сигнал разности
через блок БУ В управляет открытием тиристоров выпрямителя У В,
устанавливая ток возбуждения генератора, необходимый для под-
держания заданного значения одной из величин Ur, /г или Рг.
Для получения уставок по напряжению, току и мощности в селек-
тивном узле используются два вида сигналов: по частоте вращения и
по отклонению мощности дизеля. Первый из них поступает от блока
БЗВ, измеряющего частоту возбудителя В.
Сигнал по отклонению мощности, или корректирующий сигнал,
поступает от регулятора мощности РМ, входящего в состав объеди-
ненного регулятора дизеля ОРД. Регулятор РМ реагирует на отклоне-
ние мощности дизеля от заданной и через сервопривод воздействует
на индуктивный датчик ИД, преобразующий механическое перемеще-
ние штока сервопривода в электрический сигнал. Корректирующий
сигнал существенно меньше сигнала по частоте вращения и позволяет
изменять мощность генератора в сравнительно небольшом диапазоне.
Благодаря этому воздействию обеспечивается полное использование
свободной мощности дизеля при всех возможных ее колебаниях, а так-
же компенсируются погрешности в регулировании мощности, обуслов-
ленные температурной нестабильностью блока БЗВ и ошибкой в фор-
мировании сигнала обратной связи по мощности генератора.
Управление режимами работы дизеля и электропередачи осущест-
вляется при помощи контроллера машиниста КМ. При построении
схемы управления необходимо учитывать то обстоятельство, что ре-
жимы работы дизеля и электропередачи должны быть согласованы
между собой как в установившемся состоянии, так и в переходном
процессе.
В частности, установившиеся значения ограничиваемых тока и на-
пряжения генератора должны достигаться не ранее чем установится
частота вращения вала дизеля. В противном случае в режимах пуска
тепловоза возникает несоответствие между скоростью охлаждающего
воздуха выпрямительной установки и ее нагрузкой, а в режимах ог-
71
раничения напряжения возможна перегрузка цепи возбуждения гене-
ратора повышенным током.
Опережающий рост мощности генератора по отношению к частоте
вращения дизеля также привел бы к нежелательным последствиям:
интенсивному дымлению дизеля и, возможно, к его остановке. С дру-
гой стороны, чрезмерное уменьшение темпа выхода на установившийся
режим электропередачи приводит к ухудшению приемистости дизель-
генератора и пусковых качеств тепловоза.
Возможны две основные схемы управления: параллельная, при
которой команды к регулятору дизеля и САР электропередачи посту-
пают по параллельным каналам управления; последовательная, ког-
да от контроллера машиниста команда поступает только к регулято-
ру дизеля, а САР электропередачи управляется сигналами от датчи-
ков, реагирующих на изменение режима работы дизеля. Не исключено
также применение схем, работающих по комбинированному принципу.
На отечественных тепловозах применяется последовательная схе-
ма управления, в которой более просто и надежно осуществляется сог-
ласование режимов работы дизеля и электропередачи. В частности, для
синхронизации мощности, ограничиваемых тока и напряжения гене-
ратора по частоте вращения вала дизеля в этом случае не требуется
введения в каналы управления САР электропередачи замедляющих
звеньев, что неизбежно при параллельной схеме.
В схеме (см. рис. 36) команда, поступающая от контроллера КМ,
определяет уставку ОРД по двум параметрам: частоте вращения пд и
цикловой подаче топлива g. Так как величина подачи топлива опреде-
ляет момент вращения вала дизеля, то тем самым на данной частоте
вращения задается мощность дизеля.
По команде пус, задающей величину пя, регулятор частоты враще-
ния PC поддерживает требуемую частоту вращения, устанавливая по-
дачу топлива в соответствии с нагрузочным моментом дизеля, который
создается тяговым генератором и вспомогательными нагрузками. Сиг-
нал обратной связи по фактической величине подачи топлива goc по-
ступает в регулятор мощности, где сравнивается с сигналом уста-
новки gyc.
При отклонении фактической подачи топлива от заданной проис-
ходит перемещение штока сервопривода и сердечника индуктивного
датчика, что приводит к изменению мощности генератора и нагрузоч-
ного момента дизеля. Соответственно регулятор PC устанавливает но-
вую подачу топлива. Этот процесс продолжается до тех пор, пока фак-
тическая подача топлива не сравняется с заданной. После этого
движение штока сервопривода регулятора РМ прекратится и сердеч-
ник индуктивного датчика будет фиксирован в новом положении.
Как следует из рассмотренного, регулирование мощности генера-
тора по корректирующему сигналу является двухконтурным. Во
внешнем контуре сравниваются сигналы gyc и goc, а сигнал рассогла-
сования этого контура воздействует на уставку внутреннего контура —
канала регулирования мощности САР генератора. Взаимодействие
контуров выполнено по принципу соподчинения, внутренний контур —
подчиненный.
72
Рассмотренный процесс установления режимов дизеля и электро-
передачи относится к одной из фиксированных позиций рукоятки
контроллера. Изменение позиции контроллера ведет к изменению ве-
личин пд и g, которые связаны между собой определенной зависимостью
благодаря кинематической связи между уставками этих параметров
в ОРД. В свою очередь зависимость g = f (пД обусловливает харак-
теристику Рг = f (ид).
4. СЕЛЕКТИВНЫЙ УЗЕЛ
На тепловозах с электропередачей переменно-постоянного тока
применен диодно-потенциометрический селективный узел с тремя ка-
налами регулирования (рис. 37). В селективный узел входит потенцио-
метр обратной связи ПОС, состоящий из резисторов R,, Rz, и R3, к
которому подводятся токи трансформаторов постоянного тока ТПТ
и трансформатора постоянного напряжения ТПН, и потенциометр
формирования уставки, питаемый от блока БЗВ и от цепи индуктив-
ного датчика. Для получения сигнала по току генератора использу-
ется схема из нескольких трансформаторов постоянного тока, изме-
ряющих токи пар двигателей и отдельных тяговых двигателей, с вы-
делением наибольшего тока (см. главу VI). На рис. 37 условно пока-
зан один трансформатор ТПТ. На потенциометре ПОС выделяются в
виде падений напряжений сигналы: 7/ос. т — по току генератора;
t/oc. н — по напряжению, Uoc_ м — по мощности.
На потенциометре уставки выделяются соответствующие сигналы:
[7ус, т> ^ус. н> ^ус. м- Каждая из систем сигналов—обратной связи ОС
и уставки — имеет общий минус и раздельные плюсы сигналов. Между
минусами сигналов включен вход блока БУ В, плюсы сигналов ОС и
уставки соединены между собой попарно через разделительные дио-
ды Д1—ДЗ. Каждая пара сигналов с включенным в их цепь раздели-
тельным диодом и входом БУВ образует канал регулирования. Под
действием разности сигналов ОС и уставки протекает ток /у, управляю-
пос
Рис. 37. Схема селективного узла:
СТ1—СТ2 — стабилитроны
73
щий через блок БУ В открыванием тиристоров выпрямителя У В и оп-
ределяющий величину тока возбуждения генератора I вг. Зависимость
/вг = f (/у) представлена на рис. 38.
Рассмотрим, как происходит работа канала регулирования. Так
как блок БУ В управляется весьма малым напряжением на входе, то
канал регулирования работает при равенстве сигналов ОС и уставки.
Если по каким-либо причинам это равенство нарушается, то система
регулирования изменяет ток возбуждения генератора таким образом,
чтобы восстановить его. Например, если при работе канала ограниче-
ния тока /г он стремится возрасти, это вызывает увеличение тока /у
и рабочая точка переместится по характеристике /вг = f (/у) из пер-
воначального состояния 1 в состояние 2. При этом ток возбуждения
уменьшается, что препятствует возрастанию тока генератора и сигна-
ла обратной связи. Если ток 1Г стремится уменьшиться, процесс про-
текает в противоположном направлении. В результате работы каналов
регулирования при фиксированных значениях уставок поддержива-
ются постоянными с некоторой погрешностью: ток генератора на участ-
ке ВГ характеристики (рис. 39), напряжение на участке А Б, мощно-
сть на участке БВ.
Благодаря диодам Д1—ДЗ каждый из каналов вступает в работу
только в случае превышения сигналом ОС сигнала уставки, чем обес-
печивается необходимая последовательность действия каналов. На-
пример, в области больших напряжений и малых токов генератора
диоды Д2 и Д1 будут заперты, поскольку сигналы ОС по величинам
Рг и /г меньше, чем сигналы уставки, и работает только канал регу-
лирования UT. При увеличении тока /г в точке Б происходит открытие
канала регулирования Рг и закрытие канала регулирования Ur, в точ-
ке В — открытие канала регулирования /г и закрытие канала регу-
лирования Рг.
Рассмотрим устройство и работу потенциометров обратной связи
и уставки. В потенциометре ПОС сопротивление плеча значитель-
но больше сопротивления плеч и Л)3, и практически весь ток /тт
протекает через плечо Rlt а ток /тн — через плечо R3, Вместе с тем
наличие плеча Т?2 обусловливает взаимное влияние плеч и R3.
Рис. 38. Зависимость тока воз-
буждения генератора IS.T от то-
ка управления If блока БУВ
74
1 — внешняя; 2 — селективная
Снимаемые с этих плеч напряжения представляют сигналы суммы
величин, пропорциональных току и напряжению генератора,
Uoc = «Л + кн1Д, (38)
где кт и кн — коэффициенты, определяемые сопротивлениями ПОС
и коэффициентами трансформации ТПТ и ТПН, различ-
ные для каждого из сигналов £70С. т, t/0C.H, Uoc, м.
(см. с. 104).
Так как при регулировании с фиксированной уставкой сигнал об-
ратной связи примерно неизменен, а выражение (38) при Uoc = const
является уравнением наклонной прямой, то внешняя характеристика
генератора формируется из прямолинейных отрезков различного на-
клона. Выбором достаточно больших значений RJR^ и R2/R,s (обычно
не менее четырех) можно добиться необходимого приближения пря-
мой АБ к горизонтальной, В Г — к вертикальной линиям.
Величина наклона прямой при регулировании по сигналу Uoc_ м
определяется положением вывода, с которого снимается сигнал. Оче-
видно, что смещение вывода к точке а увеличивает составляющую сиг-
нала, пропорциональную точку 7Г, а значит, и величину наклона, сме-
щение же к точке б приводит к уменьшению наклона. Если снимать
сигнал поочередно с выводов 1, 2, 3 плеча R? (см. рис. 37), то можно
получить на участке регулирования мощности ломаную из трех
отрезков.
Сигнал переключается при помощи вентилей Д4, Д5. В области
малых токов и больших напряжений генератора ток 12 в плече про-
текает от б к а, открыт вентиль Д4, и сигнал снимается с вывода 1.
В области больших токов и малых напряжений ток протекает в про-
тивоположном направлении, открыт вентиль Д5, и сигнал снимается
с вывода 3.
Соответственно регулирование будет происходить по отрез-
кам БМг, ВМ2. Для получения третьего отрезка используется по-
роговое напряжение вольт-амперной характеристики диодов в прово-
дящем направлении (рис. 40). В некоторой средней области токов и
напряжений генератора, где происходит изменение направления тока
/2 и его величина сравнительно невелика, падения напряжения на
участках плеча /?2, шунтируемых диодами, будут меньше порогового
напряжения и диоды закрыты. Сигнал обратной связи снимается в этом
случае с вывода 2 и регулирование будет происходить по отрезку MtM2
с промежуточным наклоном. Точкой М на этом отрезке обозначен ре-
жим, при котором ток /2 равен нулю. Протяженность отрезка МгМ2
может варьироваться изменением количества последовательно вклю-
ченных диодов. Полученная ломаная дает достаточно хорошее прибли-
жение к гиперболической кривой постоянной мощности.
При изменении уставки мощности происходит смещение участка
БМВ характеристики. Точка М смещается по прямой, идущей из на-
чала координат, точки М, и М2 смещаются по прямым, параллельным
прямой ОМ, наклоны прямолинейных отрезков БМ}, MjM2, ВМ2 ос-
таются при этом неизменными,
75
Определим, как зависит мощность от величины уставки. Ддя это-
го рассмотрим режимы работы по линии ОМ. Поскольку ток /2 в этих
режимах равен нулю, то справедливо соотношение
^тт^1 Iтн^З ’ ^ус. м»
отсюда
-^^=-^-^з = ^ус.м> (39)
/с-гт ^тн
где ктт, ктн—коэффициенты трансформации ТПТ и ТПН.
Уравнением линии ОМ является
Ur - Kjr, (40)
где кг — постоянный коэффициент.
С учетом (39) и (40) получаем
Pr = UrIr = K1I*=^^- П2ус.м (41)
Kt
или Рг = к(7уС М, т. е. мощность изменяется пропорционально квад-
рату напряжения уставки.
Другие параметры характеристики — ограничиваемые ток и на-
пряжение — меняются пропорционально первой степени напряжения
уставки. В потенциометре уставки формируются три различные за-
висимости сигналов в функции частоты вращения вала дизеля. Про-
порциональная зависимость уставки по напряжению генератора полу-
чается при снятии сигнала с резистора, включенного на напряжение
блока БЗВ.
Уставка по току генератора снимается с той части резистора, кото-
рая шунтируется стабилитроном СТ1 (см. рис. 37). При частотах вра-
щения Пд > (0,75 4- 0,8)плтах стабилитрон находится в пробитом
состоянии и величина уставки остается постоянной и равной напря-
жению стабилизации стабилитрона. При низких частотах вращения
напряжение на шунтируемой части резистора недостаточно для про-
Рис. 40. Вольт-амперная харак-
теристика кремниевого диода в
проводящем направлении
76
Рис. 41. Зависимость ограничиваемо-
го тока генератора /г.оГ от частоты
вращения вала ид тепловоза 2ТЭ116
Рис. 43. Внешние характеристики ге-
нератора тепловоза 2ТЭ116 на нечет-
ных позициях контроллера (пк)
Uv, 1т — выпрямленные напряжение и ток
генератора
Рис. 42. Зависимость напряжения ус-
тавки мощности ^ус,м от частоты
вращения вала дизеля па тепловоза
2ТЭ116
боя стабилитрона и величина уставки меняется пропорционально час-
тоте вращения. Получаемая зависимость ограничиваемого тока /г. ог =
— f (пд) Дана на рис. 41. Отклонение от закона пропорционального
изменения в области, прилегающей к nmin, обусловлено тем, что в этой
области ограничение тока достигается не за счет канала тока, а за
счет канала мощности.
Сигнал уставки по мощности имеет две составляющие: сигнал, за-
висящий от частоты вращения U'yz м; корректирующий сигнал С/Нор.
При отсутствии сигнала UK0V мощность генератора определяется толь-
ко составляющей ДуС. м- Получаемая при этом зависимость Рс = f (пд)
(см. рис. 35) располагается несколько ниже зависимости свободной
мощности дизеля Ре = f (пд) с тем, чтобы’регулятор мощности умень-
шением сигнала (/(,ор всегда мог устранить перегрузку дизеля. На
рис. 35 приведена также зависимость Prmax = f (ид), соответствую-
щая максимальному корректирующему сигналу.
Требуемая характеристика Рс = f (пд), учитывая квадратичную
зависимость мощности от уставки, может быть получена при измене-
нии t/ус. м по прямой / (рис. 42). Эта зависимость реализуется при
помощи цепи из последовательно включенных стабилитрона и резисто-
ра, с части которого снимается напряжение t/yC. ы. Благодаря стабили-
трону прямая 1 пересекается с осью пд в точке пл, положение которой
определяется равенством напряжения пробоя стабилитрона и напряже-
ния блока БЗВ. Изменением положения вывода, с которого снимается
уставка, можно менять величину наклона прямой /, при этом точка
се пересечения с осью пд не меняется. Из сравнения положения пря-
мой 1 с положением прямой 2, полученной при отсутствии стабилитро-
на, видно, что введение стабилитрона позволяет снизить величину
уставки главным образом в области средних и низких позиций конт-
роллера. Для подрегулировки мощности низких позиций контролле-
ра параллельно стабилитрону включен шунтирующий резистор. Про-
77
бой стабилитрона наступает лишь при определенной частоте вращения
п2, а в области пл < п., уставка изменяется по прямой 3. Изменяя ве-
личину сопротивления резистора, можно изменять наклон прямой 3
и, следовательно, мощность низких позиций независимо от настрой-
ки мощности более высоких позиций.
Внешняя характеристика генератора Ur = f (/г) при нулевом зна-
чении корректирующего сигнала получила название селективной.
Внешняя характеристика при наличии корректирующего сигнала рас-
полагается выше селективной (см. рис. 39) и имеет гиперболический
участок постоянной мощности. На ограничение тока и напряжения
корректирующий сигнал влияние не оказывает.
Внешние характеристики генератора тепловоза 2ТЭ116 приведе-
ны на рис. 43. На 1—5-ii позициях контроллера индуктивный датчик
принудительно установлен в положение минимального выхода и ра-
бота происходит по характеристикам, близким к селективным.
5. ПОГРЕШНОСТИ РЕГУЛИРОВАНИЯ,
ОБУСЛОВЛЕННЫЕ СЕЛЕКТИВНЫМ УЗЛОМ
Рассмотрим два вида погрешности регулирования, связанные с ра-
ботой селективного узла: статическую ошибку регулирования; погреш-
ность, обусловленную переключением каналов регулирования (погреш-
ность переключения).
Основными возмущающими воздействиями при регулировании ка-
кого-либо параметра генератора являются:
1) изменение режима нагрузки генератора вследствие изменения
скорости движения или переключения ступеней ослабления возбуж-
дения тяговых двигателей;
2) изменение сопротивления обмотки возбуждения генератора,
обусловленное ее нагревом или охлаждением.
Возмущающие воздействия компенсируются за счет изменения на-
пряжения и тока на выходе усилителя возбуждения. В свою очередь,
это связано с изменением сигнала на входе усилителя (тока управле-
ния /5), а следовательно, и регулируемого параметра генератора, что
и обусловливает статическую ошибку регулирования. Величина ста-
тической ошибки, в конечном счете, зависит от мощности датчиков-
обратной связи и уставки, коэффициента усиления усилителя возбуж-
дения, а также от параметров селективного узла.
Для выражения статической ошибки достаточно рассмотреть какой-
либо один канал регулирования, например напряжения генератора.
Погрешность регулирования напряжения
(42)
бр бос
здесь Дг,/ос — поддерживаемое в процессе регулирования напряже-
ние генератора и соответствующий ему ток обратной
связи;
Д£7Г, Д/ос — приращения этих величин, необходимые для изменения
тока управления Д/у.
78
Рис. 44. Схема канала регулирования напряжения
Найдем зависимость между величинами А/ос и Д/у, используя
схему канала по рис. 44. Применяя теорему об эквивалентном источ-
нике напряжения [30, с. 105], находим выражение для тока управле-
ния
[ = ^ос Roc~E/yc.H /431
У Roc.a + Ryc.a + Ry
где Uyc. н — напряжение уставки при токе управления, равном
нулю;
7?у — входное сопротивление усилителя (блока Б У В);
Roc. э, Ryc.a — эквивалентные сопротивления потенциометров ОС
и уставки по контуру протекания тока /у ; при на-
хождении их считаем, что датчик ТПН как источник
тока обладает бесконечным внутренним сопротивле-
нием, датчик БЗВ как источник напряжения не
имеет внутреннего сопротивления. Тогда
р _ р р — ^ус (^Ус~~^ус)
^ОС.Э — *'ос> ^ус.э D
Аус
В выражение (43) не входит падение напряжения на диоде по-
скольку оно компенсируется падением напряжения на диоде токоогра-
ничительного узла в блоке БУ В. Находим из (43) приращение тока
управления
д^ _______А^ос Roc___
У Roc.a + Ryc.a + Ry
и с учетом (42) находим выражение для статической ошибки
g _ А/у (Rpc.a 4~ Ryc.a + Ry)
IОС Roc
Введя обозначение
„ ___. Roc.a ~Ь Ryc.a
имеем после преобразований
* ОС t'OC
79
Таким образом, статическая ошибка имеет две составляющие:
1) бх, обусловленную реакцией потенциометров обратной связи и
уставки при протекании по ним тока, равного по величине А/ у;
2) б2, обусловленную изменением напряжения на входе усилите-
ля, равным At/y.
Приращения А/у и Д{7У можно выразить в долях максимальных
значений тока и напряжения входа усилителя, введя обозначение
6= А/у — А^у
/ушах ^ушах
При этом справедливо равенство
А/ А£7 = Ьг I U =Ь2 Р
LMyUUy и л у max у max и Г у
Здесь входная мощность Ру = /ушах^утах усилителя представ-
ляет неизменную величину , в то время как входное сопротивление Ry
и параметры /утах и 67утах могут быть изменены (например, измене-
нием числа витков управляющей обмотки).
Преобразуя выражение (45) с учетом IOCUOC = Рос, получаем
здесь
't<’=o'5(i/y-+i/4rb <«)
\ г Ау г К /
+ ^ус.э*
Зависимость кс = f приведена на рис. 45, причем, как следует
из (47), она не изменяется при замене аргумента на обратную величи-
ну
ну
Рассматривая полученные соотношения, можно сделать два вы-
вода:
1) статическая ошибка пропорциональна корню квадратному из
отношения мощностей управления и обратной связи;
2) при неизменных значениях величин Ру и Рос существует мини-
мум статической ошибки (кс = 1), достигаемый при Ry = R. Следо-
вательно, для получения статической ошибки, близкой к минимальному
значению, параметры селективного узла и входного сопротивления
усилителя возбуждения должны быть согласованы.
Можно считать, что удовлетворительное согласование парамет-
ров СУ и усилителя достигается при условии R/Ry — 0,2 -т- 5, так
как при этом отклонение погрешности от минимальной еще невелико
(не более 35%).
Рассмотрим особенности определения статической ошибки регули-
рования мощности. Для упрощения расчетные формулы выводим для
режима по линии ОМ (рис. 46), т. е. при равенстве напряжений плеч
Rlt R3 и напряжения обратной связи по мощности Uoc. В этом случае
80
Рис. 46. к определению погрешности
регулирования мощности
погрешность регулирования мощности 8р может быть выражена через
погрешности регулирования напряжения и тока генератора в точке
М, которые равны
с Д/7Р с Д/Р
6и = -у -г— , 6г = 7--- .
иг (м) 1 Г (М)
Из рис. 46 следует также, что 8и = 6г. Погрешность регулирования
мощности может быть определена из выражения мощности в точке М'
Рг(м') = Рг (м) (1 +Sp) = Пг (М) (1 + 8и) /г(м) (1 +6J,
отсюда
1 + бр = (1 + 6U) (1 + 6г), 8Р = 6и + 6г + би6г.
Пренебрегая величиной 6u6f ввиду ее малости, имеем бр = 2би =
= 26г.
Определение погрешности би или 6; может производиться по форму-
лам (44) или (46), поэтому получаем
я __ 2Д/у (7?ое.э + ^ус.э + ^у) . ("481
6р = 4кс6 1/ ка-РЛ-, (49)
' эс
здесь I ос — ток датчика напряжения или ток генератора в точке М\
Рос — мощность датчика напряжения или тока в точке М.
При определении коэффициентов кп и кс используются соотноше-
ния:
<м>
+R... (51)
•Кус
Величина ROc в формуле (44) принимается равной или Р3.
Погрешность переключения обусловлена переходом тока управле-
ния из одного канала регулирования в другой при их смене. Рассмот-
81
Рис. 47. к определению
погрешности переключе-
ния каналов регулирова-
ния
рим переключение каналов при переходе с
участка ограничения напряжения на участок
регулирования мощности (рис. 47). В процес-
се переключения ток управления можно счи-
тать неизменным, поскольку ток и напряже-
ние генератора изменяются незначительно.
Ток одного канала увеличивается от нуля до
величины тока управления /у, другого кана-
ла — уменьшается от /у до нуля, при этом
оба канала некоторое время работают одно-
временно. Как было показано при рассмотре-
нии статической ошибки, изменение тока в
канале регулирования связано через пара-
метры селективного узла с изменением сиг-
нала обратной связи и регулируемого пара-
метра. На рис. 47 отмечены зоны изменения регулируемых парамет-
ров, заключенные между прямыми 1 и Г (напряжения Ur) и пря-
мыми 2 и 2' (мощности Рг). Прямые 1 и 2 соответствуют расчетным
режимам САР при токе канала /к = /у, прямые Г и 2' — режимам
при /к = 0. Очевидно, что переключение каналов будет происходить
по линии Б1Б2, сопровождаясь уменьшением регулируемого парамет-
ра закрывающегося канала и увеличением регулируемого параметра
открывающегося канала.
По аналогии с определением статической ошибки, используя (44)
и принимая А/к = /у, находим погрешность переключения канала
напряжения
___ 7?ос,э -|-7?ус.э-|- 7?дин 7у
(7г Рос /0С
(52)
Здесь /?дин — динамическое сопротивление разделительного диода
в проводящем направлении. В полученное выражение не входит ве-
личина 7?у, поскольку ток и напряжение на входе усилителя при пе-
реключении приняты неизменными.
Из рис. 47 видно, что избежать заметного искажения внешней ха-
рактеристики в зоне переключения каналов можно, сделав достаточно
малой величину бп лишь по одному из двух каналов, например кана-
лу Ur. Допустимая величина бп обычно принимается равной 0,02.
6. СИЛОВАЯ СХЕМА ВОЗБУЖДЕНИЯ
В силовую схему возбуждения (рис. 48) входят устройства, слу-
жащие для выработки и регулирования энергии питания обмотки воз-
буждения тягового генератора (возбудитель с узлом коррекции напря-
жения, усилитель), а также устройства для коммутации цепи и защи-
ты (контактор, аварийный переключатель, резистор гашения поля,
предохранитель).
В качестве возбудителя используется однофазный генератор пере-
менного тока, обладающий по сравнению с применяемыми ранее на
82
Рис. 48. Силовая схема возбуждения генератора:
В— возбудитель; УВ— управляемый выпрямитель; БУВ — блок управ-
ления возбуждения; ТК — трансформатор коррекции; АП — аварийный
переключатель; ВВ—контактор возбуждения возбудителя; К.В — кон-
тактор возбуждения генератора; КАВ — контактор аварийного возбуж-
дения; ОВГ — обмотка возбуждения генератора
тепловозах возбудителями постоянного тока более простой конструк-
цией и большей мощностью. В данной схеме регулирование осуществля-
ется не в цепи возбуждения возбудителя, как на тепловозе 2ТЭ10Л,
а непосредственно в цепи возбуждения тягового генератора при по-
мощи тиристорного усилителя, который состоит из управляемого вы-
прямителя У В и блока управления БУВ.
Это позволило исключить подвозбудитель и использовать возбу-
дитель для питания устройств автоматики САР: трансформаторов ТПТ
и ТПН, блока БЗВ. Для нормальной работы этих устройств напряже-
ние питания должно оставаться примерно постоянным на фиксирован-
ной частоте, а с изменением частоты меняться ей пропорционально,
что обеспечивается в данной схеме.
Более высокое быстродействие этой схемы по сравнению со схемой
тепловоза 2ТЭ10Л достигается как благодаря тиристорному усили-
телю, так и за счет исключения из контура регулирования одного зве-
на — возбудителя. Это качество схемы имеет большое значение для
улучшения противобоксовочных свойств электропередачи и обеспе-
чения устойчивости работы в режиме электрического торможения.
Рассмотрим режимы работы силовой схемы. В совокупности они
определяются регулировочными характеристиками генератора (рис.
49), которые представляют собой зависимости тока возбуждения от
тока генератора при изменении его напряжения по внешним характе-
ристикам. Регулировочная характеристика тепловозного генератора
переменного тока существенно отличается от регулировочной характе-
ристики генератора постоянного тока, примерно повторяющей внеш-
нюю. Различие обусловлено значительно более сильным влиянием ре-
акции якоря и наличием индуктивного падения напряжения генера-
83
Рис. 49. Регулировочные характери-
стики генератора ГС-501А:
5, 7, 9, И, 13, 15 — позиции контрол-
лера;
/в.г — ток возбуждения генератора; /г —
выпрямленный ток генератора
Рис. 50. Упрощенная силовая схема
возбуждения
Рис. 51. Графики работы управляемо-
го выпрямителя:
—напряжение возбудителя; е — э. д. с.
возбудителя; — ток возбудителя; /ц,
Иг — токи тиристоров Tl, Т2; 1дь £д2 — токи
диодов Д1, Д2; ив — напряжение на вы-
ходе управляемого выпрямителя; 1Л-р --
среднее напряжение ив; со? — угловая ко-
ордината (в электрических градусах)
84
тора переменного тока. Этим, в
частности, объясняется увеличе-
ние тока возбуждения с ростом
тока /г на участке ограничения на-
пряжения. При переходе на гипер-
болическую часть внешней харак-
теристики ток возбуждения снача-
ла падает, так как существенно
уменьшается намагничивающая его
составляющая в связи с переходом
к менее насыщенному состоянию
генератора, а увеличение состав-
ляющей, идущей на компенсацию
реакции якоря и индуктивного па-
дения напряжения, сравнительно
невелико. При больших токах ге-
нератора эти два фактора стано-
вятся преобладающими и ток воз-
буждения увеличивается примерно
пропорционально току 7Г.
Область длительной работы со-
ответствует участку внешней ха-
рактеристики, заключенному меж-
ду максимальным напряжением на
гиперболе J7rmax и длительным
током /гдл генератора.
Режимы при токах генератора
больше длительного являются
кратковременными и используются
при пуске и разгоне тепловоза с
составом.
Управляемый выпрямитель. Вы-
прямитель выполнен по несиммет-
ричной мостовой схеме и содержит
два тиристорных и два диодных
плеча. Диоды, включенные после-
довательно с тиристорами, пред-
назначены для получения аварий-
ного возбуждения генератора и в
нормальном режиме влияния на
работу схемы не оказывают. Па-
раллельно диодам и тиристорам
включены ДС-цепочки, служащие
для устранения коммутационных
перенапряжений и уменьшения
скорости нарастания прямого на-
пряжения, прикладываемого к ти-
ристорам. Защита управляемого
выпрямителя и возбудителя в ре-
жимах короткого замыкания, в том числе при пробое вентилей, осу-
ществляется плавким предохранителем.
Рассмотрим работу управляемого выпрямителя, используя схему
на рис. 50’и графики на рис. 51. При этом следует учесть индуктив-
ность якоря возбудителя. Считаем также, что ток на выходе У В пол-
ностью сглажен благодаря индуктивности обмотки возбуждения гене-
ратора. К моменту перехода через нуль э. д. с. возбудителя ток про-
текал через тиристор Т2 и диод Д1, вентили Т1 и Д2 были закрыты.
После того как э. д. с. стала положительной и противоположной на-
правлению тока, он1 вытесняется из тиристора Т2 в диод Д2. Вслед-
ствие индуктивности якоря возбудителя спадание в нем тока происхо-
дит не мгновенно, а в течение некоторого интервала уъ который назо-
вем первым углом коммутации. В этом интервале э. д. с. возбудителя
приложена к индуктивности якоря и напряжение и~ на выводах воз-
будителя равно нулю. В конце интервала -ft тиристор Т2 закрывается
и ток iB-r замыкается в контуре, образованном обмоткой возбудителя
и диодами'Д/ и Д2, где он поддерживается за счет энергии, запасен-
ной в обмотке возбуждения.
Напряжение возбудителя прикладывается к тиристору Т2 в об-
ратном направлении, а к тиристору Т1 — в прямом направлении и в
нагрузку не проходит, так как на тиристор Т1 не подано управление.
После подачи управляющего импульса в момент, определяемый углом
а, тиристор Т1 открывается и начинается процесс перехода тока из
диода Д1 в цепь возбудителя и тиристора Т1. Этот процесс происходит
в течение интервала у2, который назовем вторым углом коммутации.
В интервале у3 э. д. с. возбудителя прикладывается к индуктивности
якоря, вызывая увеличение тока, напряжение на выводах возбудите-
ля равно нулю.
В результате форма напряжения и~ будет иметь характерные ком-
мутационные провалы, площадь которых определяется величиной
индуктивности якоря возбудителя и амплитудным значением тока
нагрузки. Коммутационные провалы уменьшают напряжение воз-
будителя.
После уменьшения тока в диоде Д1 до нуля он закрывается, ток
нагрузки протекает через тиристор Т1 и диод Д2, и в оставшуюся
часть полу периода, которую назовем интервалом проводимости выпря-
мителя, к нагрузке приложено напряжение возбудителя. В этом ин-
тервале ток возбудителя является неизменным по величине и поэтому
падение напряжения на индуктивности якоря равно нулю. В отрица-
тельный полупериод процесс повторится аналогично.
Из рассмотренного вытекает, что среднее значение напряжения
нагрузки 17ср, а следовательно, и ток возбуждения можно изменять в
широких пределах, регулируя момент подачи управляющего импуль-
са тиристоров. При угле управления а = 180° напряжение нагрузки
равно нулю, при минимальном значении а напряжение и ток нагрузки
максимальны.
Снятие управляющих импульсов приводит к обесточиванию цепей
возбуждения. При этом ток возбудителя становится равным нулю пос-
ле закрытия проводящего тиристора, т. е. в начале следующего полу-
85
периода. Ток на выходе УВ даже при закрытых тиристорах в течение
некоторого времени будет протекать по замкнутому контуру, образо-
ванному обмоткой возбуждения и диодами Д1, Д2, уменьшаясь с
постоянной времени обмотки возбуждения, величина которой может
достигать 1 с. Однако в рабочих режимах выключения электропере-
дачи и при срабатывании защит требуется более быстрое гашение маг-
нитного потока генератора, что обеспечивается контактором КВ. При
отключении его цепь обмотки возбуждения во избежание перенапря-
жений замыкается через резистор гашения поля Rr,n-
Поскольку сопротивление резистора в пять-шесть раз превышает
сопротивление обмотки возбуждения, то тем самым достигается
быстрое гашение поля генератора.
7. БЛОК УПРАВЛЕНИЯ
Генерирование управляющих импульсов и регулирование момента
их подачи на тиристоры УВ осуществляются блоком управления БУВ.
Схема блока с некоторыми упрощениями приведена на рис. 52, гра-
фики, поясняющие его работу — на рис. 53. Блок имеет четыре вход-
ные цепи и две выходные. Входными цепями являются: цепь питания
постоянного тока, состоящая из двух стабилитронов, включенных че-
рез резистор на напряжение вспомогательного генератора. Со стаби-
литронов снимается постоянное напряжение, не зависящее от колеба-
ний напряжения источника;
цепь синхронизации, включаемая через резистор и распредели-
тельный трансформатор ТР на напряжение возбудителя. Посредством
этой цепи обеспечивается подача управляющих импульсов с частотой,
равной частоте возбудителя, и согласование по фазе с напряжением воз-
будителя;
цепь управляющего сигнала, поступающего в виде тока управления
с селективного узла и определяющего момент подачи управляющих
импульсов;
Рис. 52. Схема блока управления возбуждения типа БА-520
86
цепь стабилизации для предотвраще-
ния незатухающих колебаний в работе
системы регулирования.
Выходными цепями являются цепи,
по которым управляющие импульсы по-
даются на тиристоры. В блоке управле-
ния можно выделить четыре основных
узла: преобразователь напряжения П,
магнитный усилитель МУ, выходные
блокинг-генераторы БГ1 и БГ2.
Преобразователь напряжения вклю-
чает в себя два стабилитрона и блокинг-
генератор, выполненный на двух тран-
зисторах и трансформаторе. Напряже-
ние на выходе преобразователя прямо-
угольной формы, синхронизированное с
напряжением возбудителя и~.
Магнитный усилитель служит для
регулирования момента подачи управ-
ляющих импульсов. Цепь рабочих обмо-
ток МУ получает питание от преобра-
Рис. 53. Графики работы блока
управления возбуждением:
и^,— напряжение возбудителя; ап—
выходное напряжение преобразова-
теля П; им-у — выходное напряже-
ние магнитного усилителя; ним—
напряжение управляющих импуль-
сов; — угловая координата
зователя П. Выходное напряжение усилителя пму на нагрузочном
резисторе 7?н имеет форму прямоугольных импульсов, ширина ко-
торых может изменяться в зависимости от величины тока, протека-
ющего по обмоткам управления. При этом изменение тока управле-
ния вызывает перемещение переднего фронта напряжения иму.
Блокинг-генераторы SFJ и БГ2 вырабатывают управляющие им-
пульсы. Каждый из них генерирует импульс для одного полупериода
питающего напряжения. Начало генерации совпадает с прохождением
переднего фронта напряжения пму, так как в этот момент через конден-
сатор С протекает импульс зарядного тока, включающий блокинг-
генератор. Включенные последовательно с конденсатором стабилитро-
ны создают порог чувствительности, необходимый для предотвращения
ложного пуска блокинг-генераторов от напряжения Цхх, обусловлен-
ного током холостого хода МУ, и от импульсов разрядного тока кон-
денсатора.
Как следует из рассмотренного, ток управления МУ определяет
угол сдвига управляющих импульсов относительно переднего фрон-
та напряжения ип преобразователя (на рис. 53 обозначен а'). Таким
образом, угол управления тиристорами а, который отсчитывается от
начала полупериода напряжения питания выпрямителя и~, представ-
ляет сумму углов У) и а'. Характеристика блока управления — зави-
симость угла а' от тока управления — приведена на рис. 54. В ра-
боте используется лишь часть характеристики в пределах изменения
тока управления от нуля до максимального значения /утах, соответ-
ствующего перегибу характеристик. При изменении тока управления
от нуля до /у тах происходит постепенное закрывание управляемого
выпрямителя, значению тока /ушах соответствует закрытое состояние
выпрямителя (а' = 180°). Работа блока при токах, значительно боль-
87
Рис. 54. Характеристика
блока управления:
а' — угол сдвига управляю-
щих импульсов; /у — ток
управления
Шйх /утах> недопустима, так как из-за пе-
региба характеристики а' = f (/у) обратные
связи системы регулирования из отрицатель-
ных становятся положительными (ток воз-
буждения генератора увеличивается при уве-
личении тока управления) и возникает заброс
напряжения и тока генератора. Для предот-
вращения этого в цепи основной управля-
ющей обмотки МУ предусмотрено ограничи-
тельное устройство в виде диода Дог, обте-
каемого током zor, получаемого от вторичной
обмотки преобразователя П. Ток tor выби-
рается равным по величине току /у тах. Если
ток управления меньше тока гог, то диод Дог
открыт и не препятствует протеканию тока
управления. При достижении равенства zy = zor диод Дог закрывает-
ся и ток zy протекает по обходной цепи, где он ограничивается бла-
годаря большой величине сопротивления резистора Ror.
На тепловозе предусмотрено применение двух блоков управления,
один из них является резервным. Конструктивно они выполнены в од-
ном аппарате типа БА-520. Резервный блок вводится в работу пере-
ключением штепсельного разъема.
8. ДАТЧИКИ СИСТЕМЫ
АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ
Трансформаторы постоянного тока (ТПТ) и напряжения (ТПН).
Трансформаторы ТПТ и ТПН относятся к дросселям насыщения с под-
магничиванием. По схеме и процессу работы ТПТ и ТПН существенно
отличаются от трансформаторов переменного тока ТТ. В отличие от
ТТ, где энергия передается из первичной обмотки во вторичную, в
ТПТ энергия для питания нагрузки поступает от отдельного источни-
ка во вторичной (рабочей) цепи. Характеристика намагничивания
сердечников ТПТ должна быть достаточно близка к прямоугольной,
тогда как для ТТ это не обязательно. Однако, несмотря на эти отличия,
в основе работы ТТ и ТПТ лежит один и тот же принцип уравнове-
шивания намагничивающих сил первичной и вторичной обмоток, бла-
годаря чему и обеспечивается пропорциональность первичного и
вторичного токов.
По конструктивному и схемному исполнению, по применяемым маг-
нитным материалам ТПТ и ТПН близки к магнитным усилителям.
В то же время имеются и существенные различия между ними. Транс-
форматоры, используемые в системах автоматического регулирования,
имеют мощность цепи измеряемого тока (цепи управления), во много
раз превышающую мощность рабочей цепи (так называемые ТПТ с
подавленными четными гармониками). Это обстоятельство обуслов-
ливает не только качественную разницу процессов магнитных усили-
телей с ТПТ, но и такие важные для САР свойства ТПТ как безынер-
88
ционность, прямоугольность формы рабочего
тока, которыми не обладают магнитные уси-
лители.
Трансформаторы, применяемые в электро-
передачах отечественных тепловозов, выпол-
няются на двух тороидальных сердечниках,
снабженных рабочими обмотками и общей об-
моткой управления (в ТПТ ее роль выпол-
няют силовые кабели, продетые через окно
трансформатора). Конструктивное выполнение
показано на рис. 55 на примере ТПН. Транс-
форматор представляет кольцевую конструк-
цию, сердечники с обмотками залиты ком-
паундом на основе эпоксидной смолы, что
придает конструкции жесткость. Трансфор-
маторы постоянного тока выполняются ана-
логично, но без наложенной обмотки управ-
ления.
Рабочие обмотки ТПТ (рис. 56) соединены
между собой встречно-последовательно и вме-
сте с нагрузкой образуют рабочую цепь, кото-
Рис. 55. Трансформатор
постоянного напряжения
и разрезе:
/ — сердечник; 2 - рабочая
обмотка; 3— обмотка управ-
ления; 4 — заливка эпоксид-
ным компаундом; 5—уголь-
ники крепления
рая получает питание от источника переменного тока — вторичной
обмотки распределительного трансформатора. Ток нагрузки выпря-
мляется мостовым выпрямителем. Рассмотрим работу ТПТ, исполь-
зуя графики на рис. 57. При этом с целью упрощения пренебрегаем
коммутационными провалами в форме напряжения питания (напря-
жения возбудителя).
Измеряемый ток 7У создает управляющую магнитодвижущую си-
лу и напряженность Но подмагничивающего поля (рис. 58). Ток, про-
текающий по рабочим обмоткам, создает в одной из них магнитодви-
жущую силу (м. д. с.), противоположную управляющей м. д. с., в
другой — совпадающую с ней. Вследствие этого первый сердечник пе-
реводится в ненасыщенное состояние, второй будет насыщен. К нена-
сыщенному дросселю будет приложено напряжение, равное разности
напряжения питания и падения в активном сопротивлении рабочей
цепи, включая нагрузку
^др ^р7?р.
Под действием напряжения мдр происходит размагничивание дрос-
селя из начального состояния 1 на рис. 58 в состояние 2. Глубина раз-
магничивания дросселя, характеризуемая изменением индукции АВ,
определяется вольт-секундной площадью напряжения (на рис. 57
показано штрихом и знаком «+»). В момент времени, соответствующий
углу 0', напряжение, приложенное к дросселю, изменяет полярность
и дроссель намагничивается до состояния в точке 1, возвращая энер-
гию в рабочую цепь.
Следует отметить, что площади размагничивающего и намагни-
чивающего напряжения «дг на рис. 57 равны, так как соответствуют
одному и тому же изменению индукции АВ.
89
Рис. 56. Схема включения трансфор-
матора постоянного тока
Рис. 57. Графики работы трансформа-
тора постоянного тока:
— напряжение питания; ip — рабочий
ток; — переменная составляющая на-
пряжения цепи управления; В2 — ин-
дукция сердечников; со/ — угловая коорди-
ната (в электрических градусах)
Рис. 58. Характеристика намагничива-
ния сердечника ТПТ:
В — индукция; 1! — напряженность
90
Пока дроссель находится в не-
насыщенном состоянии, в нем
уравновешиваются м. д. с. управля-
ющей и рабочей обмоток, так что
можно записать для мгновенных
значений токов
= (53)
wp
где wp — число витков этих
обмоток.
Таким образом, ненасыщенный
дроссель выполняет в определен-
ном смысле роль регулятора рабо-
чего тока, ограничивая его вели-
чину в интервале, в котором дрос-
сель размагничивается и воспри-
нимает энергию извне, и не давая
ему уменьшаться в интервале, в
котором дроссель намагничивается
и возвращает в рабочую цепь за-
пасенную энергию.
После перехода первого дроссе-
ля в насыщенное состояние в мо-
мент времени, соответствующий
углу л + 0О, под действием отри-
цательного напряжения питания
происходит изменение направления
(коммутация) рабочего тока и сме-
на состояний дросселей: первый
дроссель переходит в состояние,
определяемое точкой 3 на рис. 58,
второй в состояние, определяемое
точкой 1. В дальнейшем процесс
повторяется аналогично уже опи-
санному.
В результате рабочий ток будет
иметь прямоугольную форму, ам-
плитудное и среднее выпрямленное
значение которого равно
=— • (54)
Шп i <
где ктт = —коэффициент транс-
формации ТПТ. Обычно для ТПТ
Wy = 1, тогда ктт = Wp.
Напряжение, приложенное к не-
насыщенному дросселю, трансфор-
мируется в цепь управления. Трансформируемое переменное напря-
жение ну.. благодаря тому, что рабочие обмотки включены встречно,
имеет частоту, вдвое превышающую частоту источника питания (см.
рис. 57). Под действием его в управляющей цепи протекает переменный
ток четных гармоник. При большой мощности цепи управления вели-
чина этого тока незначительна и его можно не принимать во внимание.
Угол сдвига фаз 0О между рабочим током и напряжением питания
определяется из условий равенства положительной и отрицательной
вольт-секундной площадей напряжения ыдр, что приводит к соотноше-
нию
<os00 - -1’1^7?р (55)
Отсюда следует, что с уменьшением тока Iр угол 0О увеличивается.
Максимальная величина его равна 90° эл. и достигается в режиме хо-
лостого хода (7У = 0).
Рассмотренные выше процессы работы относятся к случаю так на-
зываемого «идеального» ТПТ, когда не учитываются такие факторы,
как отклонение от прямоугольной формы характеристики намагничи-
вания сердечников, неполное подавление тока четных гармоник. В за-
висимости от того, какой вид трансформатора рассматривается — ТПТ
или ТПН, — тот или иной из отмеченных факторов должен прини-
маться во внимание.
В реальных ТПТ, как правило, обеспечивается практически полное
подавление тока четных гармоник управления. Особенностью работы
тепловозных ТПТ является большая величина измеряемых токов (до
3000—6000 А). Это в сочетании с жесткими ограничениями габаритов
ТПТприводит к большим рабочим значениям напряженности Но под-
магничивающего поля (до 140-102 А/м).
Влияние ненасыщенной части реальной характеристики намагни-
чивания проявляется в том, что равенство (53) нарушается из-за про-
текания по рабочей цепи тока намагничивания ненасыщенного дрос-
селя. Однако благодаря большим значениям напряженности Но ве-
личина намагничивающего тока как в ТПТ, так и в ТПН мала, и им
также можно пренебречь.
На работу тепловозных ТПТ существенное влияние оказывает
насыщенная часть характеристики намагничивания. Выше принима-
лось, что изменение направления рабочего тока совершается мгновен-
но. В действительности же коммутация рабочего тока сопровождается
изменением магнитного потока рабочих обмоток насыщенных дрос-
селей, обусловленным определенным наклоном насыщенной части ха-
рактеристики намагничивания сердечников и индуктивностью рас-
сеяния обмоток. Вследствие этого коммутация тока в реальных ТПТ
совершается не мгновенно, а в течение некоторого интервала А9К (рис.
59), что приводит к появлению провалов в выпрямленном рабочем то-
ке и к уменьшению его среднего значения.
В результате возникает погрешность коэффициента трансформа-
ции. Эта погрешность увеличивается с ростом тока /у под действием
двух факторов: увеличения изменения магнитного потока дросселей
91
при коммутации и уменьшения угла 0О согласно равенству (55), что
приводит к меньшим значениям напряжения, приложенного к ком-
мутирующим дросселям и увеличению интервала коммутации. Для
уменьшения погрешности в тепловозных ТПТ принимаются специ-
альные меры: применение высококачественного магнитного материа-
ла — пермаллоя Э79НМ, выполнение рабочих обмоток с минимальной
индуктивностью рассеяния, выбор сравнительно небольших значений
отношения Погрешность коэффициента трансформации
возникает также вследствие расположения вблизи ТПТ сильноточ-
ных кабелей и стальных масс, которые обусловливают неравномерное
намагничивание сердечника. Это учитывается при установке ТПТ на
тепловозе, в ряде случаев применяется защита от внешних полей по-
средством стальных экранов.
Ограничить погрешность применяемых тепловозных ТПТ удается
в пределах 5—10%. Значительного снижения влияния сильноточных
кабелей и стальных масс можно достичь, выполняя рабочую обмотку
из нескольких секций (обычно четырех), соединенных между собой
параллельно. В таких ТПТ возникающая неравномерность намагни-
чивания сердечников в значительной мере устраняется благодаря урав-
нительным токам в секциях.
Следует отметить два важных качества ТПТ, вытекающих из рас-
смотренного: безынерционность; известная независимость величины
рабочего тока от сопротивления нагрузки и напряжения питания.
Быстродействие ТПТ обусловлено тем, что благодаря балансу на-
магничивающих сил в ненасыщенном дросселе рабочий ток мгновенно
следует за измеряемым. Некоторое отставание рабочего тока от изме-
ряемого могло бы возникнуть из-за индуктивности рабочей обмотки
насыщенного дросселя, однако вследствие ее малости этого не на-
блюдается. Практически ТПТ можно считать безынерционным уст-
ройством.
От сопротивления нагрузки зависит активное падение напряжения
в цепи ТПТ. Непосредственно этот параметр не отражается на величи-
не мгновенного рабочего тока, который определяется соотношением
(53). В «идеальном» ТПТ изменение сопротивления нагрузки от нуля до
определенного максимального значения будет приводить лишь к изме-
нению угла сдвига фаз 0О и напряжения, приложенного к ненасыщен-
ному дросселю, рабочий же ток остается неизменным. Однако в реаль-
ном ТПТ величина угла 0О влияет на погрешность ТПТ и рабочий ток
будет несколько изменяться. Обычно эта
Рис. 59. Графики рабочего тока
трансформатора постоянного
тока
погрешность невелика, если сопротивле-
ние нагрузки не превосходит определен-
ного значения. Поэтому ТПТ могут рас-
сматриваться как источники тока в отли-
чие от источников напряжения, где ток
существенно зависит от сопротивле-
ния нагрузки. Этим, в частности, объ-
ясняется то, что для ТПТ не опас-
ны режимы короткого замыкания на-
грузки.
92
Напряжение питания, непосред-
ственно не определяя величины ра-
бочего тока, влияет на погрешность
ТПТ, так как от него зависят ве-
личина угла 0О и уровень напряже-
ния, приложенного к коммутируе-
мым дросселям. При соответствую-
щем выборе сопротивления нагруз-
ки и напряжения питания можно
обеспечить работу ТПТ с нужной
1’ис. GO. Графики тока управления
iy и рабочего тока (,> трансформатора
постоянного напряжения
точностью даже при существенных колебаниях напряжения питания.
По схеме и принципу работы тепловозные ТПН аналогичны ТПТ.
Обмотка управления ТПН включается через балластный резистор Ry
на выпрямленное напряжение генератора, и величина тока в ней равна
г
У ’
Коэффициент трансформации ТПН определяется из соотношения,
полученного с учетом (54),
к- — /?
ЛтН Ду.
/р Шу
Особенностью реальных ТПН является работа с не полностью по-
давленными четными гармониками тока управления, так как мощность
балластного резистора ограничена.
Ток четных гармоник обусловлен трансформируемым в цепь управ-
ления напряжением иу~ (см. рис. 57) и равен iy~ = uyrJRy. Этот ток,
накладываясь на постоянную составляющую /у, обусловливает пуль-
сацию тока управления (рис. 60).
Поскольку мгновенные значения тока управления и рабочего тока
связаны соотношением (53), то эта пульсация передается в рабочую цепь
и прямоугольная форма рабочего тока искажается. Нужно отметить,
что это не приводит к появлению погрешности коэффициента транс-
формации, так как ток четных гармоник не влияет на среднее значе-
ние тока управления и, следовательно, рабочего тока.
Рабочий ток в нагрузке как в случае ТПН, так и ТПТ, сглаживает-
ся при помощи конденсатора на выходе моста, поглощающего перемен-
ную составляющую выпрямленного тока.
Датчик частоты вращения. По принципу действия датчик частоты
вращения (блок БЗВ) представляет собой устройство, преобразующее
частоту напряжения возбудителя в пропорциональное ей напряжение.
Схема датчика приведена на рис. 61. Основным его элементом является
насыщающийся трансформатор ТР1, сердечник которого выполнен из
высококачественного магнитного материала — пермаллоя 50НП —
с характеристикой намагничивания, близкой к прямоугольной (см.
рис. 58). Первичная обмотка трансформатора подключена через бал-
ластный резистор 7?б к возбудителю, ко вторичной обмотке через вы-
прямительный мост подсоединяется нагрузка Rr.
93
Рис. 61. Схема датчика частоты вращения
Пока трансформатор ненасыщен, к нему прикладывается напряже-
ние возбудителя за вычетом падения напряжения Дана резисторе7?бот
протекающего тока нагрузки (рис. 62, а и б). Для насыщающегося транс-
форматора характерно, что в течение одного полупериода 772 он может
воспринять и передать во вторичную цепь вполне определенную вели-
чину вольт-секундной площади S приложенного напряжения (на рис.62
заштрихована). После того как произойдет насыщение трансформатора,
напряжение возбудителя в течение оставшейся части полупериода при-
кладывается к балластному резистору. Аналогично процесс протекает
в отрицательный полупериод. Таким образом, выпрямленное напряже-
ние на выходе моста будет представлять последовательность импульсов
с удвоенной частотой возбудителя. Колебания напряжения возбудителя
не сказываются на величине среднего выпрямленного напряжения Ucp,
так как меняется только форма импульса, а вольт-секундная площадь
его остается неизменной. Например, при увеличении напряжения воз-
будителя трансформатор насыщается за меньший интервал времени
и ширина импульса уменьшается, тогда как амплитуда его возрастает.
Вполне очевидно также, что величина напряжения Ucp будет про-
порциональна количеству импульсов в единицу времени, т. е. частоте
возбудителя. Для сравнения на рис. 63, а и б приведены два режима
работы датчика, отличающиеся по частоте в два раза.
Пропорциональность выходного напряжения частоте питания обес-
печивается трансформатором ТР1 с определенной погрешностью, ве-
личина которой зависит от наклона насыщенной части характе-
ристики намагничивания. Определенное изменение магнитного потока,
Рис. 62. Графики работы датчика частоты вращения:
и~ —напряжение возбудителя; —выходное напряжение датчика;
со/ — условная координата (в электрических градусах)
94
Рис. 63. Графики выходного напряжения датчика при различ-
ных значениях частоты возбудителя
которое имеет место в насыщенном состоянии трансформатора ТР1,
создает составляющую напряжения Дср, которая зависит не только от
частоты, но и от тока первичной обмотки. Для устранения этой погреш-
ности служит компенсирующий трансформатор ТР2, выполненный на
альсиферовом сердечнике, характеристика намагничивания которого
является прямолинейной. Благодаря встречному включению вторич-
ных обмоток трансформаторов ТР1 и ТР2 и соответствующему выбору
параметров трансформатора ТР2 напряжение на вторичной обмотке
ТР1 в интервале насыщения уравновешивается напряжением вторич-
ной обмотки ТР2 и в нагрузку не проходит.
Выпрямленное напряжение сглаживается при помощи RLC фильт-
ра, который состоит из дросселя с регулируемым воздушным зазором
магнитопровода, конденсатора и резистора. Для питания цепи индук-
тивного датчика напряжением, стабилизированным на каждой сту-
пени частоты вращения дизеля, служит отдельная вторичная обмот-
ка трансформатора ТР1.
Индуктивный датчик перемещения. Для преобразования перемеще-
ния штока сервопривода регулятора мощности дизеля в электрический
сигнал служит индуктивный датчик перемещения. Датчик представ-
ляет собой переменную индуктивность, включенную в цепь,
состоящую из источника питания переменного тока — в данном слу-
чае отдельной вторичной обмотки блока БЗВ, выпрямительного моста,
сглаживающего конденсатора и резистора нагрузки Дид
(см. рис. 37). Конструктивно датчик выполнен в виде катушки, поме-
щенной в кольцевой корпус и залитой в нем компаундом на основе
эпоксидной смолы (рис. 64). Внутри катушки расположен подвижной
Рис. 64. Индуктивный датчик в раз-
резе:
/ — катушка; 2 — корпус; 3 — якорь
Рис. 65. Характеристики индуктивного
датчика типа ИД- 32
I — выпрямленный ток; Z — полное сопротив-
ление датчика; Л/ -- перемещение якоря
95
якорь, связанный со штоком сервопривода регулятора мощности дизе-
ля. Датчик включается в схему при помощи штепсельного разъема.
При перемещении якоря изменяется воздушный зазор магнитопро-
вода датчика и, следовательно, его индуктивное сопротивление, что
ведет к изменению тока в нагрузке. Характеристики датчика типа
ИД-32 на 15-й позиции контроллера машиниста приведены на рис. 65.
На промежуточных позициях контроллера характеристика I = f (Д/)
несколько снижается из-за уменьшения напряжения питания.
9. ПРОЧИЕ УЗЛЫ СИСТЕМЫ
АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ
Узел коррекции. Возбудитель переменного тока с независимым
возбуждением имеет круто падающую внешнюю характеристику, что
объясняется влиянием реакции якоря и падением напряжения в ин-
дуктивном сопротивлении обмотки якоря.
Стабилизации напряжения возбудителя можно добиться, исполь-
зуя схему двойного питания обмотки возбуждения, представленную на
рис. 66, — от вспомогательного генератора и от узла коррекции. Узел
коррекции включает в себя трансформатор тока ТК (трансформатор
коррекции) и мостовой выпрямитель ВК и осуществляет подпитку це-
пи возбуждения током, пропорциональным току якоря.
При анализе работы схемы необходимо иметь в виду, что выходной
ток трансформатора ТК, как и ток якоря возбудителя, имеет форму
примерно прямоугольных импульсов.
В процессе работы управляемого выпрямителя с изменением угла
управления меняется ширина и амплитуда импульсов, причем увели-
чение ширины сопровождается увеличением амплитуды. Ток же в об-
мотке возбуждения возбудителя является непрерывным и сглаженным
благодаря ее индуктивности.
Ввиду прерывистого характера тока iT. в можно рассматривать два
состояния схемы: при отсутствии тока iT. к (интервал холостого хода),
при наличии его (интервал проводимости выпрямителя У В). В интер-
вале холостого хода Д0хх (рис. 67) ток возбуждения iB. в протекает че-
2 режим
Рис 66 Схема двойного пита
ния узла коррекции напряжения
возбудителя
Рис 67 Графики работы узла коррекции
1Т к — ток трансформатора коррекции, >н в — незави
симая составляющая тока возбуждения at — утло
вая координата (в электрических градусах)
96
рез резистор /?с.в и имеет место равенство ia. в = iB. в. В интервале
проводимости А9Н ток iB. в складывается из двух составляющих iH. в
и iT. к, поэтому iH. в = iB. в— iT. к. Таким образом, ток через резистор
/?с в носит пульсирующий характер. Величина тока возбуждения опре-
деляется из соотношения
__ ^с-н_________I г к V- -^С-В
~ р >р ' в.г ЛТР Лпр _ , „
ЛС.ВТАВ.В АС.ВТАв.В
(56)
। де /?в.в — сопротивление обмотки возбуждения;
/в г — ток на выходе выпрямителя У В;
де„ ’ ,.
ктр = дд—-рдд----коэффициент проводимости выпрямителя
УВ;
ктР — коэффициент трансформации трансформа-
тора коррекции.
В рассмотренном режиме (назовем его первым) схема работает толь-
ко при значениях тока /в в, меньших некоторой граничной величины,
равной /гр = Uc. н /Rc. в- При превышении этой величины режим рабо-
ты схемы существенно изменяется, что следует из рассмотрения интер-
вала холостого хода. В этом интервале ток iH. в не может превысить
величины /гр. Действительно, при достижении этой величины напряже-
ние Uc. н будет приложено к резистору Rc, в и для дальнейшего увели-
чения тока tBiB необходимо, чтобы напряжение на обмотке возбуждения
изменило полярность и стало отрицательным. Это, в принципе, воз-
можно, так как в интервале холостого хода э. д. с. самоиндукции обмот-
ки ехх отрицательна. Однако при перемене полярности напряжения
мост ВК открывается и замыкает обмотку накоротко, вследствие чего
напряжение на ней близко к нулю. При этом ток гн, в остается равным
/гр, а избыточный ток возбуждения, представляющий разность /в. в—
—/гр (на рис. 67 показан заштрихованной площадкой) замыкается
через мост ВК.
Данная особенность характеризует второй режим работы схемы.
Учет ее приводит к следующему соотношению для определения тока
возбуждения:
Соотношения (56), (57) показывают, что ток возбуждения содержит
составляющую, увеличивающуюся с ростом тока /в. г. Эффективность
подпитки возрастает при больших токах /в. г благодаря увеличению
импульсов тока гт. к не только по амплитуде, но и по ширине (увеличи-
вается коэффициент кпр). Соответствующим выбором коэффициента
ктр можно добиться удовлетворительной компенсации реакции якоря
и индуктивного падения напряжения в рабочем диапазоне изменения то-
ка /в, г. На рис. 68 приведены опытные зависимости 1В в, /н. в, Д~ср =
= f (Ib.t) на 15-й позиции контроллера. Отсюда видно, что напряже-
ние возбудителя стабилизировано в пределах ±5% средней величины.
4 Зак. 399 97
При снижении частоты вращения напряжение возбудителя умень-
шается пропорционально, но является стабилизированным для
каждой фиксированной частоты. Зависимости /в. в — f (/в г) на низких
частотах вращения будут располагаться несколько выше, чем на 15-й
позиции, так как ввиду меньшего напряжения питания выпрямитель
УВ должен работать с большими интервалами проводимости, и эффек-
тивность подпитки возрастает.
Следует отметить, что применение узла коррекции позволяет также
значительно уменьшить длительные нагрузки обмотки возбуждения
возбудителя, поскольку максимальный ток возбуждения протекает
только в кратковременных пусковых режимах тепловоза.
Гибкая обратная связь. Для улучшения динамических качеств
САР в ней предусматривается отрицательная гибкая обратная связь
(ГОС) по напряжению выхода управляемого выпрямителя. Связь вы-
полняется в виде цепи из последовательно включенных конденсатора
Сд, резистора 7?д и обмотки управления блока БУ В (рис. 69). На вход
цепи подается напряжение, снимаемое с потенциометра Rllt включен-
ного параллельно выходу выпрямителя У В.
Поскольку напряжение на выходе У В имеет значительную пульса-
цию (рис. 70) с удвоенной частотой возбудителя порядка сотен герц,
которая оказывает вредное воздействие на работу блока БУ В, то для
сглаживания снимаемого напряжения параллельно части потенцио-
метра включен конденсатор Сф. Под действием высокочастотной пе-
ременной составляющей напряжения пв ч в цепи из резистора и кон-
денсатора Сф протекает переменная составляющая тока. Емкость
Сф выбрана таким образом, что емкостное сопротивление на высокой
частоте значительно меньше сопротивлений RB и R„, поэтому напряже-
ние ив ч приложено, главным образом, к резистору R'n и не поступает на
вход цепи Ся — 7?д.
Автоколебания, которые могут возникнуть в системе регулирова-
ния, имеют низкую частоту (порядка нескольких герц), на которой со-
противление конденсатора Сф много больше сопротивления R„. Вслед-
ствие этого шунтирующее действие конденсатора Сф незначительно и
на вход цепи Сл-—R% будет поступать низкочастотная составляющая
Рис. 68. Зависимости тока возбуждения 7в.в,
/н.в и напряжения t/~Cp возбудителя от тока
/в.г тепловоза 2ТЭ116
Рис. 69. Схема гибкой обратной
связи
98

“нч__________
Рис. 71. Внешние характеристики ге-
нератора тепловоза 2ТЭ116 при ава-
рийном возбуждении на 1, 4, 9, 15-й
позициях контроллера и гиперболи-
ческая внешняя характеристика на
15-й позиции
Рис. 70. Графики работы гибкой об-
ратной связи:
«в — напряжение выхода УВ; ив.ч — высо-
кочастотная составляющая напряжения;
ин.ч — низкочастотная составляющая на-
пряжения; t — координата времени
напряжения ин ч, снимаемая с потенциометра /?п- При этом в обмотке
управления БУВ будет протекать ток, который, изменяя момент
открытия тиристоров выпрямителя УВ, препятствует колебаниям
напряжения «в. Тем самым ГОС оказывает демпфирующее действие
на систему и предотвращает возникновение в ней незатухающих
колебаний.
Аварийное возбуждение тягового генератора. На случай выхода
из строя системы автоматического регулирования предусматривается
аварийное возбуждение тягового генератора. При аварийном возбуж-
дении тиристоры выпрямителя У В и трансформатор коррекции вы-
ключаются силовым переключателем АВ и выпрямитель УВ работает
как диодный неуправляемый мост (см. рис. 48). Одновременно пере-
ключателем АВ в цепь возбуждения возбудителя вводится резисторная
ступень, понижающая его напряжение.
При работе этой схемы ток возбуждения генератора на каждой по-
зиции контроллера сохраняется неизменным. С уменьшением частоты
вращения вала дизеля ток возбуждения также уменьшается вследствие
уменьшения напряжения возбудителя. На 1—3-й позициях контрол-
лера в цепь возбуждения вводится при помощи контактора КАВ до-
полнительная резисторная ступень для плавного трогания тепловоза.
Внешние характеристики генератора тепловоза 2ТЭ116 при аварий-
ном возбуждении представлены на рис. 71. Они имеют круто падаю-
щий характер вследствие сильного влияния реакции якоря и индук-
тивного падения напряжения. Ограничение тока генератора на 15-й
позиции достигается на уровне его длительного значения.
10. НАСТРОЙКА САР ТЯГОВОГО ГЕНЕРАТОРА
Систему автоматического, регулирования тягового генератора на-
страивают при неподвижном тепловозе. Тяговые двигатели отключают-
ся, нагрузка на генератор создается при помощи регулируемого реос-
тата большой мощности. Настройку ведут в такой последовательности.
4* 99
I. Предварительная регулировка сопротивлений резисторов на за-
данные значения в цепях возбуждения возбудителя, селективного
узла.
2. Проверка работы основных элементов системы регулирования.
Для проверки работы узла возбудитель — управляемый выпря-
митель собирается схема ручного управления, позволяющая изменять
величину уставок по каналам регулирования при помощи реостата на
пульте управления испытательного участка. Регулируя реостатом
величину тока управления, проверяют работу управляемого выпрями-
теля во всем диапазоне изменения угла управления. Возможные
неисправности (частичное или полное отсутствие управляющих импуль-
сов, сбой в работе тиристоров) обнаруживаются путем контроля фор-
мы напряжения «~ возбудителя (см. рис. 51) при помощи электронного
осциллографа.
На 15-й позиции контроллера регулируется резистором RC.B
(см. рис. 48) напряжение возбудителя, проверяются величины напря-
жений распределительных трансформаторов, блока БЗВ, коэффициен-
ты трансформации трансформаторов ТПТ и ТПН. Проверяется также
функционирование узла коррекции напряжения возбудителя по умень-
шению тока возбуждения возбудителя на низких позициях контролле-
ра по сравнению с 15-й позицией.
3. Настройка селективной характеристики. Настройку ведут при
закороченном резисторе индуктивного датчика 7?ид (см. рис. 37)
по заданному планшету (рис. 72). Потенциометром уставки устанав-
ливают необходимую величину напряжения уставки по мощности, за-
тем производится регулировка «нуля» потенциометра ПОС селек-
тивного узла. Для этого, установив определенное сопротивление нагру-
зочного реостата, соответствующее линии ОМ, изменением сопротивле-
ния /?1 добиваются, чтобы напряжение между точками а а б (см. рис.37)
стало равным нулю. Подрегулировкой напряжения уставки мощности
получают напряжение генератора в пределах поля / планшета, тем
самым устанавливая необходимый уровень мощности селективной ха-
рактеристики. Далее поочередно регулируют наклоны характеристи-
ки на участках БВ, АБ, ВТ, изменяя положение регулировочных
О 2000 4000 6000 ОгА
Рис. 72. Планшет настройки селектив-
ной и внешней характеристики гене-
ратора тепловоза 2ТЭ116
выводов 2, 1, 3 на резисторе Т?2.
4. Настройка внешней характе-
ристики. В режиме максимального
выхода индуктивного датчика ре-
гулировкой сопротивления Дид
устанавливают нужную величину
напряжения [7кор. При помощи по-
тенциометра уставки регулируют
напряжение генератора на участке
ограничения в поле II планшета
(см. рис. 72).
Ограничение тока регулируют
следующим образом. Потенциомет-
ром уставки добиваются такого по-
ложения, чтобы стабилитрон в ка-
100
нале регулирования тока ограничивал напряжение уставки начиная с
10-й позиции. Затем на 15-й позиции изменением регулировочного вы-
вода резистора регулируют максимальный ток генератора в поле
III планшета.
Гиперболический участок внешней характеристики при настроен-
ном регуляторе мощности дизеля получается автоматически. На этом
участке проверяют работу индуктивного датчика регулятора мощнос-
ти, который не должен устанавливаться в положения минимального и
максимального выходов. Поддерживаемая мощность должна соответст-
вовать величине, определяемой в зависимости от существующих ат-
мосферных условий и состояния вспомогательных нагрузок дизеля.
На 1-й позиции контроллера изменением сопротивления резистора,
шунтирующего стабилитрон в канале мощности, регулируют мощность
генератора для обеспечения плавного трогания тепловоза.
5. Настройка внешней характеристики при аварийном возбуж-
дении. Переключателем АП (см. рис. 48) переводят схему в режим ава-
рийного возбуждения. Настройка внешней характеристики генератора
на 15-й позиции производится в одной точке регулировкой резис-
тором 7?ав напряжения генератора при фиксированном токе на-
грузки. Регулировку внешней характеристики 1-й позиции контролле-
ра производят аналогично при помощи секции резистора Т?аЕ, шунти-
руемой контактором КАВ.
11. ОСОБЕННОСТИ САР ТЯГОВОГО ГЕНЕРАТОРА
ТЕПЛОВОЗОВ С ИСТОЧНИКОМ
ЭНЕРГОСНАБЖЕНИЯ ПОЕЗДА
На тепловозах все больше находят применение источники центра-
лизованного энергоснабжения пассажирских поездов. Например,
на экспортном тепловозе V300 энергия для отопления поезда выраба-
тывается вспомогательным генератором с приводом от тягового ди-
зеля и через статический преобразователь частоты поступает в поезд-
ную магистраль.
Нагрузка энергоснабжения поезда составляет весьма значитель-
ную часть мощности дизеля (до 30%) и может колебаться в широких
пределах в зависимости от погодных условий, количества ваго-
нов, режимов работы вагонных потребителей. Это приводит к сущест-
венному увеличению колебаний свободной мощности дизеля, от-
даваемой на тягу, по сравнению с тепловозами, не имеющими источни-
ка энергоснабжения.
Другой особенностью работы с включенным энергоснабжением по-
езда является повышенная минимальная частота вращения вала
дизеля, так как на низких частотах вращения мощности дизеля недо-
статочно для питания цепи энергоснабжения, а генератор энергоснаб-
жения не обеспечивает требуемого напряжения. На тепловозах V300
рабочий диапазон частоты вращения вала дизеля при включен-
ном энергоснабжении принят в пределах (0,63—1)пшах.
101
Наличие источника энергоснабжения поезда предъявляет к САР
тягового генератора дополнительные требования, которые необ-
ходимо учитывать при разработке селективного узла:
1) при включенном энергоснабжении поезда уровень мощности се-
лективных характеристик должен быть снижен во избежание перегруз-
ки дизеля, а также для обеспечения плавного трогания тепловоза;
2) расширяется диапазон регулирования мощности по корректирую-
щему сигналу от индуктивного датчика в связи с увеличением колеба-
ний свободной мощности дизеля;
3) при выключении или внезапном частичном или полном снятии
нагрузки энергоснабжения тяговая мощность не должна резко изме-
няться во избежание толчков тяги.
Рассмотрим реализацию этих требований на примере тепловоза
V300 мощностью 3000 л. с. На тепловозе установлен источник отопле-
ния поезда, имеющий мощность 600 кВт при пшах и 500 кВт при пт1а.
При включенном отоплении минимальная частота вращения вала дизе-
ля соответствует 7-й позиции контроллера (630 об/мин) и благодаря
специальной схеме управления электромагнитами ОРД остается неиз-
менной независимо от положения рукоятки контроллера в пределах
позиций от 0 до 7-й.
Уровень мощности селективных характеристик при включенном
отоплении соответствует зависимости Рс.от = f (пд) (см. рис. 35) и сни-
жен по отношению к мощности Рг на 500 — 700 кВт, что исключает пе-
регрузку дизеля. Величина мощности на минимальной частоте враще-
ния дизеля принимается примерно 150 кВт из условий плавного
трогания поезда. Требуемая зависимость уставки мощности селек-
тивных характеристик С/у0.м — f (пд) представляет прямую 4
(см. рис. 42). Для получения ее применяется схема, показанная на
рис. 73. В цепь канала мощности вводится отрицательное постоянное
напряжение смещения, получаемое при помощи стабилитрона СТЗ,
который через выпрямительный мост, балластный резистор и распреде-
лительный трансформатор получает питание от возбудителя. Тем самым
достигается сдвиг характеристики 4 вниз относительно характеристи-
ки 1. Величину напряжения смещения можно регулировать потенцио-
метром 7?см. Для увеличения наклона характеристики параллельно
секции резистора Т?5 включается
резистор 7?в.
При включении отопления САР
тягового генератора переводится
в режим пониженной мощности
при помощи реле РО, контакты ко-
торого включают узел смещения и
шунтирующий резистор 7?в. На по-
зициях 1—11-й контроллера ин-
дуктивный датчик принудительно
выводится в положение минималь-
ного выхода и работа на этих пози-
циях происходит при фиксирован-
ной мощности тягового генератора.
в Возбудителю
Рис. 73. Схема для получения устав-
ки мощности селективных характери-
стик при включенном отоплении по-
езда
102
Это позволяет осуществить плавный пуск поезда и избежать относи-
тельно больших колебаний тяговой мощности при изменении мощ-
ности отопления. На 12—15-й позициях контроллера индуктивный
датчик вводится в действие и на тягу используется вся свободная
мощность дизеля.
Так как перемещение якоря индуктивного датчика на увеличение
корректирующего сигнала осуществляется замедленно (полный ход
якоря в течение примерно 15 с), то резкие набросы тяговой мощности
исключаются. При выключении отопления поезда реле РО во избежание
резкого увеличения тяговой мощности остается включенным, пока
штурвал контроллера находится на ходовых позициях. При этом бла-
годаря увеличенному диапазону регулирования индуктивного дат-
чика на средних и высших позициях контроллера достигается исполь-
зование всей свободной мощности дизеля. После постановки конт-
роллера на нулевую позицию реле РО выключается и при повторном
включении тягового режима с выключенным отоплением работа
САР происходит обычным образом — при нормальном уровне селек-
тивных характеристик.
12. РАСЧЕТ СЕЛЕКТИВНОГО УЗЛА
Исходные данные для расчета селективного узла:
Параметры внешней характеристики генератора на 15-й
позиции контроллера:
номинальная мощность.................................Сгном= 1860 кВт
диапазон изменения мощности..........................Вгном±140 кВт
максимальное напряжение на гиперболе................б/гтах = 700 В
максимальный ток трогания.............................Атах =-6600 А
Диапазон изменения пд, в котором реализуется ток
/гшах = 6600 А..................................... 7704-1000 об/мин
Характеристика Рг = /(пд) — (см. рис. 35).
Статическая ошибка регулирования на 15-й позиции
контроллера:
мощности на селективной характеристике................ 6р<0,05
тока и напряжения...................................... 6<0,02
Погрешность переключения каналов регулирования на
15-й позиции контроллера................................. 6п<0,02
Параметры входа блока управления:
максимальный ток..................................... /ушах = 6 мА
входное сопротивление................................. /?у = 8 Ом
Мощность на селективной характеристике принимается примерно на 20%
ниже номинальной мощности, что необходимо для обеспечения беспросадочной
работы дизеля при колебаниях свободной мощности дизеля и отклонении селек-
тивной характеристики вследствие погрешностей системы регулирования
Рс = 0,8 Pr ном = 0,8 • 1860 ~ 1500 кВт.
Для расчета селективного узла, помимо внешней и селективной характе-
ристик, необходимо иметь уровень напряжений и токовых нагрузок. Уровень
напряжений определяется минимальным напряжением обратной связи, которое
на 15-й позиции принимается не менее 10 В во избежание чрезмерного влияния
на работу схемы падения напряжения в разделительных диодах, в контактах реле,
103
Рис. 74. Схема потенциометра обрат-
ной связи
рассматривая трансформаторы ТПТ в
внутренним сопротивлением. Пользуя,
открыт диод Д5
используемых в схеме. Токовые нагруз-
ки определяются выходными токами
датчиков обратной связи и уставки.
Они либо принимаются исходя из па-
раметров имеющихся в наличии датчи-
ков, либо определяются из условия п_>
лучения статической ошибки регулиро-
вания, не выше заданной, если проек-
тируются новые датчики.
Расчет потенциометра обратной свя-
зи. Определяем расчетные соотношения,
используя схему ПОС на рис. 74. Най-
дем выражения для сигналов обратной
связи, пренебрегая падением напряже-
ния в шунтирующих диодах Д4, Д5 и
ТПН как источники тока с бесконечным
сь методом наложения токов, получаем:
Uос -т
Д (Rg + R2-2 TRa) Rj Uy Rs Ri , (58)
KTT Rs + (Rs + ^2-2) + R3 KTh (#2 + ^2-2) + R3
диоды Д4, Д5 закрыты
Uuc м = A. (^2 + Rs) Ri + Uy (R2 + Ri)Ra .
^тт Ri~t~Ra4~R3 хтн Ri-bRz + Rs
открыт диод ,'it
У _____ Uy ~ R2-1T RTl R3 1 I у Ri Rs
Rm Rj ь R2-i) + Rs ktt Rt+(Ra + R2-1) + Rs
(59)
(60)
Отсюда получаем sustibu участков внешней характеристики (см. рис. 39):
1) ограничение ТОК’
-Д', 7 — _ Ктн _ / ' 1 । R2TR2-2), (61)
К •£ \ . R3 I
2) регулировг. • МОЩНОСТИ
dLr 19 Ктн (R'^ + Rs) Ry . (62)
2 dly (Ra + RJRs ’
3) ограничение напряжения
dUr а* =* = K-i-x 1 (63)
3 dly R'l + R2-1
Ri
Здесь выражение наклона по (62) дано для среднего отрезка Л41Л42. Для
отрезков Б Му и ВМ2 в формуле (62) необходимо произвести замену соответст-
венно R!,, на R2-i> R2 на Rs-2- Тогда получаем:
отрезок Б Му
' dUг _ Лги (R2 Д R3) Ri . zg^-,
d/r ктт (R2-1+ Ri)Rs
отрезок ВЛ42
„ _ dUг______Ктн (R2-2 4~ R3) Ri (65)
°2"" dly ктт (R^+Ri)Rs
Находим расчетные соотношения для определения величины отрезка AfjTWs.
Если считать, что падение напряжения в диодах Д4, Д5 отсутствует, то отрезок
104
МгМ2 стягивается в точку М и внешняя характеристика будет регулироваться
по прямым Б’М и В’М (рис. 75), положение которых при заданных наклонах
является вполне определенным. Поэтому для нахождения отрезка МГМ2 до-
статочно найти величины Д(7Г и Д/г, отсекаемые на осях координат.
Рассмотрим режим работы САР при /г = 0 при условии, что канал регу-
лирования напряжения отключен. Расчетная схема ПОС для этого режима при-
ведена на рис. 76. Определим влияние падения напряжения на диоде Д4 на ве-
личину напряжения обратной связи (70с.м> считая, что напряжение UT и ток /тн
неизменны. Появление падения напряжения на диоде Д(/в эквивалентно вве-
дению э. д. с. той же величины, вызывающей протекание тока /0. Так как внут-
реннее сопротивление ТПН и ТПТ как источников тока бесконечно велико,
ток Iо замыкается в контуре ПОС и равен
ДПВ
Ri + (Rg +R2-1) + R3
Увеличение напряжения £70с.м при этом составит
Rg+R-з
ОС — fo (Rg 4“ R3) — ^(7в
R1 + (^2+^2-1) + R3
В действительности же увеличения напряжения Пос.м не произойдет, так
как САР, поддерживая равенство напряжений обратной связи и уставки, соот-
ветственно уменьшает напряжение генератора и ток /тн. Изменение напряжения
генератора будет пропорционально определенному выше изменению напряжения
обратной связи, поэтому можно записать
или
ДПр ЛСос
ОСО Оос.м
ДПВ Rg+Rt
\иг = иг0---2------2 п 3-------.
Uос.м Ri+(R2 4" R2-1) + Rs
(66)
Аналогично, рассматривая режим при Ur = 0, получаем
Uoc.m Ri4" (R2 + R2-2) 4~ R3
Выбираем режим точки М на селективной характеристике: /г(м) =
= 4300 А, (7Г(М) = 350 В и производим предварительную линеаризацию
гиперболической части селективной характеристики (см. рис. 39). При этом на-
клоны отрезков составляют а'2 = — 0,174 Ом, а2 = — 0,09 Ом, а% = — 0,0545 Ом.
Для используемых в качестве датчиков трансформаторов типа ТПН-4 и
ТПТ-10 коэффициенты трансформации равны ктн = 700 Ом, ктт = 700 (при
Рис. 75. Внешняя характеристика ге-
нератора
Рис 76 Расчетная схема ПОС
Зак 399
105
расчетах необходимо пользоваться значением ктт = 3 • 700 — 2100, учитывая.
что через ТПТ проходит у тока генератора).
Задаемся при работе на селективной характеристике Пос.м = 15 В и на-
ходим для режима в точке М:
/тт — 4 4300 2100 = 2,05А;
77г 350
- = 0,5А;
ктн 700
Ri =-' — 15 - — 7,3 Ом;
/ тт 2,05
R3 = ЦрС.М 15 = 30 Ом .
Л’Н 0,5
Параметры плеча R2 определяются исходя из наклонов селективной харак-
теристики, при этом обычно выполняется условие R2 > 4 R3 (Ri). В нашем слу-
чае принимаем R2 = 150 Ом.
Преобразуя (62), имеем
+ р 'j ^2 + -^2
^ТН \ *\3 /
= —---------------------
fl+4- R' + R”
\ Al /
отсюда
R-.
RZ
R'i
^тн
ACtT
— а2-------
КТн
( 150 \ 2100
1+ ------ — 0,09---------
\ 30 / 700
-----------------------------= 1,2
2100 / 150 \
0,09 ------ 1 + ------ — 1
700 \ 7,3 /
R2=82Om, R2 = 68 0m.
Из (64) и (65) находим:
1 ктн Ri 1 700 7,3
R2-i = —------™__А1_ — Ri = -----•--------------(68-1-30) —
ai ктт R3 v 2 1 0,174 2100 30 к ’
— 7,3 = 38,5Ом;
Ктт Rs 2100 30
R2_2 = - а£ (R1+R')-R3 = 0,0545• ^77-— (7 - 3+82)-30 = 30 Ом.
ктн Ri 700 7,3
Принимаем число шунтирующих диодов в плече R2 равным трем (в качест-
ве Д4 — два диода) и проверяем величину отрезка М±М2 (см. рис. 39) соглас-
но (66), (67):
20,7
ДПг= 1080-
68-|-30
= 68 В;
15 7,3 + (68 + 38,5) + 30
0,7 824-7,3
Д/г= 10 500------------------1—---------= 338 А .
15 7,3 4- (82 4- 30) 30
Здесь падение напряжения на шунтирующем диоде Д(7В= 0,7 В. Получен-
ная величина отрезка МгМ2 совпала с принятой при предварительной линеари-
зации селективной характеристики. В случае несовпадения необходимо уточнить
линеаризацию и провести расчет повторно.
106
Определяем наклоны на ограничениях тока и напряжения согласно (61),
(63):
700 / 82 + 30 \
а1 = — —~ 1 + ----77- = — 1,58 Ом;
1 2100 \ 30 1
700_________1_____
“3= ~ 2100 ' 68 + 38,5
1+~
= — 0,02140м.
При таких наклонах изменения тока и напряжения на участках ограничения
составляют соответственно 174 А и 47 В, что не превышает обычно допускаемых
значений 500 А и 100 В. Напряжение генератора на холостом ходу составит
{7г.хх = 700 + 47 = 747 В.
Максимальные напряжения и мощности на входах ПОС:
вход по /тт
„ _ г (^+Т?2_2 + /?3)^1 __ „ ., (82 + 30 + 30) 7,3
тт тт ^+(^ + ^-2) + ^ ’ ‘ 7,3 + (82 + 30) + 30
= 22 В;
= 3,14 А;
Рос т=/тт /7ТТ = 3,14-22=-69 ~ 70 Вт,
/гшах 6600
Где 7ТТ =
АС>УТ
2100
ВХОД ПО /тн
(7Тц — ^70с,н= Л-н 7?ос — /тн
(7?2' + ^2-1~Ь #1) R3
#1 + (/?2 +Я2-1) + ^?3
(68+38,5 + 7,3) 30
= 1,07--- т-———= 1,07-23,7= 25,4 В;
7,3+(68 + 38,5) + 30
Л>с.н = /тн t+н = 1,07«25,4 ~ 27 Вт,
. А.хх 747
где /тн =------= —- = 1,07А.
ктн /00
Принимаем максимальную величину напряжения обратной связи £/Ос.т
равной 10 В и находим
б/ос т 10
/?( = /?!—2++ = 7 о.----= 3,3См.
1 1 {7ТТ 22
Расчет потенциометра уставки. Принимаем параметры выхода блока
БЗВ на 15-й позиции контроллера (пд = 1000 об/мин):
^бз (15)~ 40 В, Рвз (15) -< 28 Вт.
Сопротивление потенциометра выбираем с учетом допустимой мощности
блока БЗВ. Принимаем Rt = 360 Ом, R6 = Re = 180 Ом (см. рис. 37). Правиль-
ность выбора величин сопротивлений и мощности блока БЗВ проверяется в даль-
нейшем по величине статической ошибки и погрешности переключения каналов.
Канал регулирования Ur:
R'e = Rg = 180.^ = 114 Ом .
^БЗ (15) 40
Канал регулирования /г. Принимаем напряжение пробоя стабилитрона
СТ1 UCT = 10 В из условия получения напряжения обратной связи не менее 10 В
5* 107
и определяем сопротивление R& исходя из того, что стабилитрон пробивается при
лд — 770 об/мин:
, 10
= 36°-^^ = 117 0м,
здесь напряжение блока БЗВ равно:
770
^БЗ- ^БЗ(16) 1000
770
= 40-------= 30,8В.
1000
Канал регулирования РГ. Определяем напряжение пробоя стабилитрона
СТ2 UCT из условия получения минимальной мощности по селективной харак-
теристике на 1-й позиции, равной PC(i) = 90 кВт, что обеспечивает плавное
трогание тепловоза (при необходимости мощность 1-й позиции может быть уве-
личена при помощи резистора, шунтирующего стабилитрон). Согласно (41)
<7.
^ус.м (15)
с (15)
По двум значениям напряжения уставки ПуС.М(15) = 15 В и Hyo.M(i) ~
— 3,7 В строим зависимость /7уС.м = f (лд) (см. рис. 42).
В точке лх имеем
п, 140
Пст = Пк, = //к, ,, -----1— =40-----------
ст БЗ Б3(15) 1000 шоо
Исходя из режима 15-й позиции, находим
R& — R&
t/yc~M(15)-.. = 180
^Б3(15) —^ст 40 — 5,6
= 5,6В.
78 Ом .
Определяем максимальное напряжение корректирующего сигнала на 15-й по-
зиции контроллера, необходимое для получения максимальной мощности на
внешней характеристике
Укор = 17,3 — 15 = 2,3 В.
Здесь максимальная мощность генератора
РГ max = Рг ном + 140= 1860 +140 = 2000 кВт .
С учетом температурной погрешности уставки Пус.м, обусловленной блоком
БЗВ и компенсируемой корректирующим сигналом, принимаем Пкор = 3,5 В.
Принимая максимальный ток индуктивного датчика /ид = 0,25 А, находим
3,5
7?ид = '0^5“ = 14Ом-
Построение зависимостей Рс, Prmax = f («д)- Эти зависимости строим,
используя зависимость Пус.м = / (пд) на рис. 42 и соотношение ПКор —
(Пд \
1 + 1,5 , полученное из опыта. Здесь Пкор(15) = 3,5 В.
Расчет производится по формулам
on ( иУс-м.........V. р _р f ./5с-м+^кор .у
rc — 1 с (15) zz . I ’ ‘ Г max ~ гс (15) ,,, I •
\иус.м(15)/ \ ^ус.м(15) /
108
Во всем диапазоне действия регулятора мощности (см. рис. 35) от 4 до 15-й
позиции контроллера значения свободной мощности дизеля Рр лежат внутри зоны
между кривыми Ргтах и Рс = f (пд), т. е. селективный узел обеспечивает не-
обходимые режимы мощности дизель-генератора.
Определение статической ошибки регулирования. Принимаем изменение тока
управления на каждом из участков регулирования (напряжения, тока, мощности)
Д/у < 2 мА.
Канал регулирования
6=
UP. Согласно (44)
2-10-3 (23,7 + 42 + 8)
-------— —7 =0,0058 ,
1,07-23,7
Ом (см. расчет ПОС),
где 7?ос.э Кос 23,7
”4 (‘1"114) - 42 О., /ос=/тн= 1,07».
180
Канал регулирования /г:
„ 2-10-3(3,3 + 0 + 8)
6 =-------„ . . „Т—= 0,0022 ,
3,14-3,3
где /?ос.э — Кос — Ki — 6,3 Ом ,
Ryc.a = 0, считая, что динамическим сопротивлением стабилитрона уставки
можно пренебречь, /ос = /тт = 3,14 А.
Канал регулирования РР. Согласно (48)
2-2-10-3(46,7 + 58 + 8) _р оз
6р =
0,5-30
где по (50) и (51):
КвС.Э —
(7,3 + 82) (30 + 68)
^ус.э —
= 46,7 Ом,
7,3+150 + 30
Roc = К % = 30 Ом,
78 (180 — 78)
------------- ф14 = 58 0м,
180
= 0,5 А—-в точке М.
1ос - Л-н (М)
Проверяем согласование параметров селективного узла и входа усилителя
по величине коэффициента кс. Находим R = /?Ос.э + К
= 104,7 Ом, и согласно (47)
ус.э '— 46,/ + 58 —г
кс = 0,5
= 1,97 ,
что выше минимального значения кс = 1-
Отсюда видно, что статическая ошибка регулирования мощности может быть
снижена примерно в 1,5 — 2 раза за счет более высокоомного входа усилителя
(соответственно снижения тока /утах)> однако в нашем случае этого не требуется,
так как полученная погрешность ниже допустимой.
Определяем погрешность переключения, принимая ток управления /у =
= 4 мА.
Канал регулирования UP. Согласно (52)
в 23,7+42 + 25
оп —
4-10-3 п
-------=0,014.
1,07
23,7
109
Канал регулирования Ir'.
п 3,3 3,14
Полученные значения погрешности переключения меньше допустимого 0,02.
13. РАСЧЕТ СИЛОВОЙ СХЕМЫ ВОЗБУЖДЕНИЯ
Расчет позволяет определить параметры силовой схемы возбуждения, не-
обходимые для проектирования и выбора элементов и устройств схемы. Обычно
заданными параметрами являются:
/в.г — ток возбуждения генератора;
(7В.Г — напряжение возбуждения генератора.
Определяемые параметры:
Е — э. д. с. возбудителя (эффективное значение);
U^ср — напряжение возбудителя (среднее значение);
/~ср — эффективный и средний ток возбудителя;
— углы коммутации;
<р — угол сдвига фаз между током и э. д. с. возбудителя;
Р — активная мощность возбудителя;
/т, 1% —• средний ток соответственно тиристорного и диодного плеча вы-
прямителя;
<рт, <рд — угол проводимости соответственно тиристорного и диодного плеча.
Параметры Е, (7~ср, 1~,1 ~ср,<р, Р необходимы при проектировании или выборе
возбудителя и узла коррекции напряжения возбудителя, а также цепей автома-
тики, питающихся от возбудителя. С учетом параметров Е, /т, /д, <рт, <рд проек-
тируется управляемый выпрямитель, углы уг и у2 характеризуют форму напря-
жения возбудителя, что принимается во внимание при проектировании цепей
блока БЗВ, трансформаторов постоянного тока и напряжения САР генератора,
R — С-цепочек управляемого выпрямителя.
Расчет проводится для режимов максимального кратковременного и длитель-
ного тока возбуждения генератора. Расчет кратковременного режима дает пре-
дельные параметры возбудителя и управляемого выпрямителя, расчет продол-
жительного режима необходим для определения длительного тока возбудителя.
Расчетные режимы принимаются с учетом работы на промежуточных частотах
вращения вала дизеля, что обусловлено следующими причинами:
1) режимы промежуточных частот вращения являются критичными по мак-
симальному выходу системы возбуждения в связи с уменьшением напряжения
возбуждения примерно пропорционально частоте;
2) уменьшение напряжения возбудителя приводит к уменьшению углов уп-
равления управляемого выпрямителя и, как следствие, увеличению тока якоря
возбудителя при одних и тех же токах на выходе выпрямителя;
3) ухудшаются условия вентиляции из-за снижения количества охлаждаю-
щего воздуха пропорционально частоте вращения.
Конкретный выбор расчетных режимов для каждого типа тепловоза про-
изводится по регулировочным характеристикам тягового генератора. Приводи-
мые ниже основные расчетные соотношения для однофазной мостовой полууп-
равляемой схемы выпрямления относятся к случаю работы с полностью сглажен-
ным током нагрузки (отношение постоянной времени нагрузки тн к периоду на-
пряжения возбудителя Т свыше 25) и учитывают влияние индуктивности якоря
возбудителя на процессы коммутации вентилей выпрямителя.
Внешние характеристики выпрямителя. Зависимости £/н = f (/в.г), полу-
ченные при различных углах управления и неизменном значении э. д. с. возбу-
дителя, являются внешними характеристиками выпрямителя. Величина UH вклю-
чает в себя напряжение нагрузки £7ВГ, а также падения напряжения в актив-
ном сопротивлении возбудителя Д(7а и на вентилях выпрямителя At/B.
Можно записать уравнение внешней характеристики в виде
14- cos а 1
1^н = Рср Z ’ /в.г-^к, (68)
110
где Еср = — среднее значение э. д. с. возбудителя;
1 4- cos а
---2----- — учитывает потерю напряжения, обусловленную углом комму-
тации и закрытым состоянием тиристоров;
— /в.г — падение напряжения в индуктивности возбудителя во втором
я интервале коммутации;
Лк — коммутирующее индуктивное сопротивление возбудителя.
Удобно выразить внешнюю характеристику в относительных единицах
_^=_1+со^_0,5^-, (69)
Еср 2 /к
, л Еср
здесь /к = g • х — амплитудное значение тока короткого замыкания.
Семейство внешних характеристик при различных углах приведено на
рис. 77. Ограничительная линия семейства соответствует режиму неуправляемого
выпрямителя при а С Уравнение этой линии
2
Uн = Еср ^В.Г
л
или в относительных единицах
Е'н । ^в.г
Еср /к
Для определения режима работы схемы необходимо также иметь характери-
стику цепи нагрузки в относительных единицах. Составляющие напряжения UH
могут быть выражены следующим образом:
^в.г = ^в.г Rb. г’>
ЛЕ'д — I~CJ) 7?а — «пр ^в.г Ra,
где Ra — активное сопротивление якоря возбудителя;
кпв = ---коэффициент проводимости выпрямителя, представляющий
‘ ‘ в.г
переменную величину (см. ниже).
Падение напряжения в выпрями-
теле нелинейно зависит от тока /в.г,
что затрудняет получение дальнейших
расчетных соотношений. В связи с этим,
а также ввиду его малости в данном вы-
в оде им пренебрегаем.
В результате получаем уравнение
вольт-амперной характеристики на-
грузки
Е,н= ^в.г (Rb.t + ^hp Ra) — ^в.г Rh (70)
или в относительных единицах
Е'н __ р 7В ,г
Р — «н.от .
сср 'к
где
Rh= Ев.г + Кпр Ra ! (71)
111
Характеристика нагрузки проводится под углом 0 = arctg7?H.0T к оси
/В.г/Лк- Если задан угол а, то тем самым задана внешняя характеристика.
Пересечение ее с характеристикой нагрузки и определяет точку М режима ра-
боты схемы.
Режим управления тиристорами может задаваться величиной а', отсчиты-
ваемой от угла ух (см. рис. 53). Этот способ задания режима управления связан
с особенностями работы блока БУВ, который осуществляет фазовый сдвиг уп-
равляющего импульса не по отношению к началу полуволны э. д. с., а по отно-
шению к моменту, соответствующему углу yt. Рабочая точка на графике рис. 77
находится в этом случае следующим образом.
При рассмотрении внешних характеристик можно отметить, что ординаты,
откладываемые вниз от горизонтали t/H/Ecp = 1, представляют относительную
потерю напряжения, причем:
1) потеря напряжения, обусловленная углами коммутации ух и у2, соответ-
ствует отрезку между прямыми
UJ
---= 1 и а < ух (или а' = 0);
£ср
2) потеря напряжения, обусловленная углом а’, соответствует отрезку меж-
ду прямой а << Ух и одной из характеристик а = const.
Поэтому если вместо а задан угол а', то величину соответствующего этому
углу вертикального отрезка можно определить, пользуясь сеткой прямых а =
= const как масштабом. Откладывая этот отрезок от прямой а < yt таким обра-
зом, чтобы нижний конец его оказался на прямой 7?н. or = const, получим иско-
мую точку М на этой прямой.
Обратная задача — нахождение угла а' при заданных величинах /в.г»
ЕСр — решается аналогично.
Определение параметров схемы. Э. д. с. возбудителя
Е =
СР t/н/Еср ’
где параметр UHIEev берется в точке М по рис. 77, a Uн — по (70).
Напряжение возбудителя равно
2
~ср —-^ср 7В. г Ал кПр /в г /?а.
л
(73)
(74)
Углы коммутации определяются из решения уравнений для тока
i~ в интервалах коммутации, что дает следующие соотношения:
cos ух = 1 —, (75)
Лк
cos (а + у2) = cos а—ZliX , (76)
1к
где а = а' 4- уь (77)
/в.г//к — по рис. 77 в точке М.
Угол сдвига фаз <р может быть найден из соотношения
+ + (78)
2, о 4
Выражения для эффективного и среднего тока возбудителя нахо-
дятся путем интегрирования кривой тока с учетом допустимых
упрощений.
112
Эффективный ток равен:
2?i (1+2 cos2 yt)—3 sin 2уг _
4 л (1 —cos ух)2
Для практических расчетов при а <2 120° и /в.г//к = 0 ч- 0,3 эта
формула может быть заменена более простыми соотношениями:
при /в.г//к^0,05
'-“'•У
(80)
при
/в.г//к > 0,05
/~=/в.г(о,О4+ 1/1--^).
\ г л /
(81)
Зависимости
на рис. 78.
Средний ток
/~//в.г — f (а)> полученные по (80) и (81), приведены
равен
(82)
По формулам (82), (75) и (76) рассчитываются зависимости кпр =
= = f (/В.У к) при различных значениях а (рис. 79). Изменение
* В.Г
параметра 7В.Г//К взято в пределах 0—0,3, что соответствует наиболее
часто встречающимся на практике режимам.
Рис- 78. Зависимости /~//в.г=((а):
1 — при /в.г//к < 0,05; 2 — при /в.г//к>0,05
Рис, 79. Зависимости кпр =
= /(/в.г/А;)
113
Средние токи и углы проводимости тиристорного и диодного плеч
соответственно равны:
Л = -4£Е = /в.г-^ ; (83)
фт » 360° ; (84)
/д=/в.г-/т==/в.г(1--^); (85)
ФД«36О°(1— . (86)
Активная мощность возбудителя складывается из мощности нагруз-
ки и мощности потерь в выпрямителе
Р = Рв.г + АРВ = /В1, (t/B.r + А£7В), (87)
где А£7В — среднее за период падение напряжения в вентилях выпря-
мителя.
Величину А£7В можно определить, приняв для упрощения, что ток
тиристорного и диодного плеч имеет прямоугольную форму с ампли-
тудой /в г, а углы проводимости плеч соответствуют значениям по
(84) и (86).
Тогда получаем
= КщДит + (2 - кпр)А£7д, (88)
гдеА£7т, А £7Д — мгновенные значения падений напряжения тиристор-
ного и диодного плеч при значении тока, равном /в г.
Пример расчета. В качестве примера приведем расчет силовой схемы воз-
буждения генератора ГС-501А тепловоза 2ТЭ116 в режиме максимального тока
возбуждения. Расчет проводится при частоте вращения 0,75 nmax, что обеспе-
чивает получение максимального тока возбуждения генератора и максимального
тока трогания тепловоза в заданном диапазоне (0,77 — 1) nmax.
Исходные данные:
параметры генератора /в г = 190 А, (7В.Г = 130 В, Рв.г = 0,685 Ом;
параметры возбудителя Хк = 0,42 Ом (при 0,75 nmax), 7?а = 0,043 Ом (эти
параметры определяются из предварительного расчета возбудителя и могут быть
уточнены);
минимальный угол сдвига управляющих импульсов, обеспечиваемый бло-
ком управления, а' = 20° эл.
Задачей расчета является определение величин Е, t/~Cp> Ср, Yi>
Ф> Р’ 7т> 7Д, <рт, <рд.
Находим по (71) и (72)
/?н = 0,685 + 0,75 • 0,043 = 0,718 Ом
(где принимаем ориентировочно кпр =
3,14
7?Н. ОТ - 2
и наносим характеристику нагрузки на
Рабочую точку на внешних характеристиках выпрямителя определяем для
а' = 20° и получаем
lk=0,63, Ал=0>2з.
Еср 7к
0,718
-г—— = 2,68
0,42
рис. 77.
114
Далее находим по (70), (73) — (78):
137
7/н = 190-0,718= 137В, £ср=у^=217В, £ = 1,11- И7=241В,
ср = 217
2
---- -190-0,42 —0,75-190-0,043= 160В,
3,14
созу!= 1—0,23 = 0,77, ?1 = 40°, а = 20° 4-40° = 60°,
cos (а -|- у2) = cos 60° — 0,23 = 0,27, а4~72 = 74°, у2 = 14°,
60° 40° 14°
f 2 3 4
Из рис. 78 и 79 получаем
—=L— =0,85, кПр = 0,77 и определяем
7в. г
/_ = 0,85-190= 162А, /_ср = 0,77-190=146А.
По (83) — (86) находим:
0,77 0,77
/т=190------=73А, <рт — 360°- —— = 138°,
2 2
I 0,77 \ 7 0,77 \
/д=19011—-у-1=117А, <рд — 360° 11—^-1 = 222°.
Падение напряжения в выпрямителе определяем по (88) с учетом того, что
тиристорное плечо содержит тиристор и диод, а диодное плечо — один диод
ДПВ = 0,77 (2 4- 1) 4- (2 — 0,77) 1 = 3,54 В.
(здесь падение напряжения на тиристоре равно 2 В, на диоде 1 В). Мощность
возбудителя равна по (87)
Р = 190 (130 4- 3,54) ю-3 = 25,4 кВт.
Расчет в режиме длительного тока возбуждения производится аналогично.
При этом э. д. с. возбудителя благодаря действию узла коррекции можно счи-
тать примерно такой же, как в предыдущем режиме, тогда как угол а' представ-
ляет неизвестную величину. Рабочая точка на рис. 77 находится по известным
величинам UnlEcv и £н.от- В расчете режима длительного тока возбуждения
при nmax э. д. с. возбудителя определяется исходя из ее пропорциональности ча-
стоте вращения.
Глава
СИСТЕМА
ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ТОРМОЖЕНИЯ
1. НАЗНАЧЕНИЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ТОРМОЖЕНИЯ
Одно из важных качеств тепловозов с электропередачей—возмож-
ность применения электрического торможения (ЭТ), которое обладает
рядом преимуществ по сравнению с пневматическим. В результате
механического и теплового действия пневматического колодочного
тормоза на колеса, а также их заклинивания при неисправностях
в тормозной системе на поверхности катания колее возникают нагары,
наплывы или термические трещины, что может приводить к разру-
шению колес. Применение ЭТ в значительной мере ослабляет эти
явления.
Мощность при пневматическом торможении ограничена по условиям
нагрева и механической прочности бандажей колесных пар, тогда как
при электрическом торможении это ограничение отсутствует. Благода-
ря лучшим противогазным свойствам электрический тормоз позволяет
реализовать более высокие тормозные усилия, ограниченные по усло-
виям сцепления колес с рельсами. Все это обусловливает возможность
получения при электрическом торможении значительно большей тор-
мозной мощности, чем при пневматическом. Наглядным примером в
этом отношении могут служить приведенные на рис. 80 тормозные ха-
рактеристики пассажирского шестиосного электровоза ЧС2Т, эксплуа-
Рис. 80. Тормозные характеристики
электровоза ЧС2 т:
ЭТ — электрический тормоз; ПТ — пневма-
тический тормоз с чугунными колодками
и регулятором скорости
тирующегося на железных дорогах
Советского Союза.
Благодаря большой мощности
электрического тормоза в ряде
случаев возможно выполнение слу-
жебного торможения одним лишь
локомотивом, не включая пневма-
тического тормоза (ПТ) состава
или используя его в минимальной
степени.
Весьма эффективно электриче-
ское торможение на спусках. Гиб-
кость в регулировании и быстро-
действие ЭТ позволяют с большой
точностью поддерживать скорость
движения на уклоне, облегчают
процесс управления торможением.
116
Длительность электрического торможения не ограничивается, что
особенно важно в случае затяжных спусков.
В связи с повышением скорости движения пассажирских поездов
возрастает значение ЭТ как эффективного экстренного тормоза. Ис-
пользование ЭТ часто является единственным средством получения
требуемого тормозного пути локомотива. В случае ЭТ обеспечивает-
ся также возможность ведения поезда без толчков и реакций, беспо-
коящих пассажиров.
Оборудование тепловозов ЭТ не исключает пневматического
тормоза, который отличается высокой надежностью и используется
в качестве резервного. Кроме того, электрический тормоз неэффекти-
вен на низких скоростях и торможение до полной остановки требует
включения пневматического тормоза на заключительной стадии тормо-
жения. Применение ЭТ значительно сокращает время работы пнев-
матического тормоза как локомотива, так и состава, тем самым умень-
шая износ тормозных колодок и бандажей колесных пар и увеличивая
срок их службы.
Наряду с изложенными выше преимуществами необходимо учиты-
вать, что введение электрического торможения требует дополнитель-
ного оборудования (тормозные резисторы с устройствами вентиляции,
коммутационная и регулировочная аппаратура), усложняющего
конструкцию тепловоза. Это создает определенные трудности для ши-
рокого внедрения ЭТ на тепловозах. Электрический тормоз устанавли-
вают на экспортных тепловозах V300, ТЭ114, построены опытные тепло-
возы 2ТЭ116, оборудованные ЭТ с автоматическим регулированием
скорости. Применение ЭТ предусматривается на всех отечественных
перспективных магистральных тепловозах.
Общие требования к электрическому торможению:
1. Эффективное действие тормоза в рабочем диапазоне скоростей
движения локомотива.
2. Гибкость управления и автоматическое регулирование по за-
данным характеристикам с учетом ограничений.
3. Минимальный расход топлива дизеля в процессе торможения.
4. Малое время подготовки к торможению.
5. Устойчивость режимов торможения.
6. Минимальное усложнение конструкции электропередачи и ее
стоимости при высокой надежности работы.
Степень реализации этих требований определяет техническую
эффективность систем электрического торможения.
2. СИЛОВАЯ СХЕМА ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ТОРМОЗА
При электрическом торможении тяговые двигатели работают в ге-
нераторном режиме, благодаря чему и создается тормозной момент на
осях тепловоза.
Вырабатываемая при торможении энергия тяговых двигателей га-
сится в тормозных резисторах, так как отсутствие контактной сети
не позволяет использовать ее производительно. Известную величину
117
тормозной энергии может поглотить дизель-генератор, где она перехо-
дит в потери трения, используется для создания компрессионного мо-
мента дизеля и двигательного момента для привода вспомогательных
механизмов. При этом тяговый генератор работает как двигатель, пе-
редавая энергию дизеля. Однако реализация этого способа связана с
определенными схемными трудностями. В частности, в случае тягового
генератора переменного тока необходим силовой инвертор для преоб-
разования постоянного тока, вырабатываемого тяговыми двигателями,
в переменный. К тому же величина поглощаемой дизелем мощности
сравнительно невелика, поэтому данный способ применения не нашел.
На рис. 81 приведена в качестве примера силовая схема ЭТ тепло-
воза V300 мощностью 3000 л. с. Якоря тяговых двигателей включены
на индивидуальные тормозные резисторы (ТР). В тормозном режиме тя-
говые двигатели имеют независимое возбуждение. В качестве возбуди-
теля используется тяговый генератор. Обмотки возбуждения двигате-
лей соединены последовательно и подключены к выпрямительной ус-
тановке.
Поскольку цепь обмоток возбуждения двигателей обладает низким
сопротивлением, то для питания их требуется очень малое напряжение,
соизмеримое с напряжением остаточного магнетизма генератора. Рабо-
та в зоне очень малых напряжений генератора является неустойчивой,
поэтому для повышения напряжения в цепь обмоток возбуждения
включаются балластные резисторы. Кроме того, балластные резисторы
в несколько раз снижают постоянную времени цепи, что также повы-
шает устойчивость работы замкнутой системы регулирования ЭТ.
Тормозные и балластные резисторы выполняются с применением лен-
ты из сплава с высоким удельным омическим сопротивлением и имеют
принудительный обдув с помощью мотор-вентиляторов. Для привода
вентиляторов применяются двигатели последовательного возбужде-
ния, питаемые от тормозных резисторов. Опытные характеристики мо-
тор-вентиляторов тепловоза V300 приведены на рис. 82. Частота вра-
щения мотор-вентилятора, а следовательно, и пропорциональный ей
расход охлаждающего воздуха изменяются в зависимости от тока яко-
ря тягового двигателя 1Я в менее чем первой степени. В то же время рас-
сеиваемая мощность ТР изменяется пропорционально квадрату тока
/я, поэтому можно считать, что при частичных нагрузках ЭТ обеспе-
чивается избыток охлажда-
ющего воздуха, а наиболее
напряженным по теплу яв-
ляется режим полной мощ-
ности.
В приведенной схеме-
секции ТР для питания
мотор-вентиляторов вклю-
чены между собой парал-
лельно-уравнительными со-
единениями, что позволяет
избежать неравномерности
нагрузки ТР.
Рнс 81 Силовая схема электрического тормоза
тепловоза V300
118
Перевод силовой схемы электропере-
дачи из тягового в тормозной режим и
обратно осуществляется с помощью тор-
мозного переключателя ТП в обесточен-
ном состоянии цепей (возбуждение гене-
ратора снято, контакторы КП1—КП7
разомкнуты). После установления тор-
мозного переключателя в положение
«тормоз» включаются контакторы КП1—
КП7, замыкая цепи якорей и возбуж-
дения тяговых двигателей, и включает-
ся возбуждение генератора. Время пе-
рехода в тормозной режим (до момен-
та появления тока двигателей) состав-
ляет примерно 1 с с исходного режима
выбега при выключенной тяге и 2,5 с
Рис 82 Характеристики элект-
родвигателя-вентилятора обду-
ва тормозных резисторов тепло-
воза V300:
и — частота вращения мотор венти-
лятора; /мв — ток электродвигате-
ля вентилятора; /я — ток якоря тя-
гового двигателя
с исходного режима тяги. Процесс разборки схемы происходит в
обратной последовательности.
В режиме ЭТ дизель работает при неизменной частоте вращения.
С точки зрения наименьшего расхода топлива частота вращения долж-
на приниматься по возможности меньшей, но быть достаточной для
надлежащей вентиляции тяговых двигателей. Для тепловозов типа
V300 эта частота принята равной 0,815 птах и соответствует 11-й по-
зиции контроллера.
Электрический тормоз имеет защиту по максимальному и минималь-
ному тормозному току, которая осуществляется посредством реле на-
пряжения Pl, Р2, включенных на параллельно соединенные секции
тормозных резисторов. Минимальная защита служит для отключения
электрического тормоза, если по каким-либо причинам тормозной ток
отсутствует, а также при низких скоростях движения, где электри-
ческий тормоз малоэффективен. При срабатывании защит снимается
возбуждение генератора и автоматически включается пневматический
тормоз.
3. ХАРАКТЕРИСТИКИ ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ТОРМОЗА
И ИХ РАСЧЕТ
Зависимость тормозного усилия от скорости движения В = f (v)
представляет собой тормозную характеристику тепловоза. Различают
два вида тормозных характеристик: предельные и регулировочные.
Предельные характеристики соответствуют некоторым максимально
допустимым параметрам электрического тормоза. К этим предельным
параметрам относятся:
1) длительный ток якоря тягового двигателя (тормозной ток). Ве-
личина этого тока ограничена нагревом тормозных резисторов и яко-
ря двигателя;
2) длительный ток возбуждения тягового двигателя;
3) максимальная реактивная э. д. с. тяговых двигателей. Это огра-
ничение может быть выражено в виде максимально допустимой вели-
чины произведения тока якоря на частоту вращения двигателя [/яп]\
119
4) максимальное тормозное усилие, ограниченное сцеплением. Это
ограничение в отличие от предыдущих не является постоянным и мо-
жет изменяться в зависимости от состояния рельсового пути и погод-
ных условий.
Наряду с этими ограничениями имеется ограничение по потенциаль-
ным условиям на коллекторе, однако для тепловозных двигателей,
как правило, лимитирует ограничение по реактивной э. д. с.
Предельные характеристики при постоянном сопротивлении тор-
мозного резистора имеют вид, как показано на рис. 83. Характеристи-
ка 1Ятах = const представляет примерно гиперболическую зависи-
мость, соответствующую постоянной величине мощности на выводах
двигателей и примерно постоянной величине произведения Bv.
Характеристика /втах — const выражается прямой линией, идущей
из начала координат. Это обусловлено тем, что при неизменном токе
возбуждения двигателя ток якоря, а значит, и тормозной момент из-
меняются пропорционально скорости движения.
При работе на характеристике [/яп] — const ток якоря изменяется
обратно пропорционально скорости движения. Магнитный поток дви-
гателя Ф определяется из соотношения
1Я = — = , (89)
я R R v
где Е — э. д. с. двигателя;
ку — коэффициент пропорциональности.
Заменяя в предыдущем выражении /я = 1/и, получим
Ф^-L- (90)
V2
Тормозное усилие определяется произведением величин /я и Ф и с
учетом предыдущего может быть получена следующая зависимость его
изменения в функции скорости при ограничении 1/яп] = const:
В=—• (91)
из
Предельная зависимость тормозной силы по сцеплению В = Gip
повторяет зависимость коэффициента сцепления ф от скорости и имеет
падающий характер.
Рис. 83. Предельные тормозные
характеристики
120
Рис. 84. Тормозные характеристики при раз-
личных значениях RT
На расположение предельных характеристик существенное влия-
ние оказывает величина сопротивления тормозного резистора 7?т. На-
пример, выбор больших значений 7?т приводит при сохранении неиз-
менной мощности тормоза к повышению напряжения двигателя и умень-
шению тока якоря. Соответственно снижается максимальное тормозное
усилие, а минимальная скорость, с которой реализуется полная тор-
мозная мощность, повышается. Также при более высоких скоростях
будет наступать ограничение по величине реактивной э. д. с.
В результате диапазон, в котором реализуется полная тормозная мощ-
ность, смещается в зону более высоких скоростей (рис. 84). С точки
зрения эффективности торможения это представляется выгодным,
так как наибольшая кинетическая энергия поезда, которая должна
быть погашена, приходится именно на область высоких скоростей.
Уменьшение тока якоря позволяет также снизить частоту вращения
вала дизеля в режиме ЭТ, выбираемую из условий вентиляции тяго-
вых двигателей, благодаря чему снижается расход топлива.
Основные факторы, ограничивающие увеличение /?т:
повышение напряжения двигателя до максимально допустимой ве-
личины по изоляции;
чрезмерное повышение минимальной скорости диапазона исполь-
зования полной тормозной мощности. Обычно минимальная скорость
выбирается в пределах 35—55% максимальной скорости тепловоза.
В каждом конкретном случае выбор оптимальной величины опреде-
ляется с учетом совокупности всех факторов.
При работе по предельным характеристикам электрический тормоз
действует с наибольшей эффективностью. Однако при ведении поезда
часто бывает необходимым использовать ЭТ в частичных режимах.
Этой цели служат регулировочные характеристики. Вид регулировоч-
ных характеристик зависит от того, какой параметр ЭТ выбран в ка-
честве регулируемого. На рис. 85 приведены характеристики для
случаев, когда регулируемыми параметрами являются ток возбужде-
ния (рис. 85, а), ток якоря (рис. 85, б), тормозное усилие (рис. 85, в).
Каждая зависимость из семейства характеристик соответствует по-
стоянному значению регулируемого параметра, определяемому поло-
жением органа управления тормоза.
Выбор того или иного вида регулировочной характеристики опреде-
ляется требованиями, предъявляемыми к режимам торможения. При
Рп< 85 Регулировочные тормозные характеристики
Ь Зак 399
6)
121
остановочном торможении наиболее удобны характеристики по-
стоянства тормозного усилия. Пользуясь ими, машинист может зада-
вать величину замедления поезда независимо от скорости движения.
Они хорошо согласуются с характеристиками пневматического тормо-
за состава, что позволяет в ряде случаев применять единый орган уп-
равления ЭТ тепловоза и ПТ состава.
Для характеристик IB = const или /я = const величина тормоз-
ного усилия существенно меняется с изменением скорости движения,
что представляет определенное неудобство.
При подтормаживании на спусках важно обеспечить устойчивое
поддержание скорости поезда. Условие механической устойчивости
процесса торможения на спуске можно получить из рассмотрения
взаимного расположения регулировочной характеристики В = f (v)
и характеристики ускоряющей силы Уус = f (ц) (рис. 86). Сила Уус рав-
на силе, которая определяется величиной уклона, за вычетом силы со-
противления движению. Зависимость Уус = f (у) носит слегка падаю-
щий характер и можно считать, что справедливо соотношение
^УС Q
dv
Установившийся режим торможения определяется точкой М пере-
сечения характеристик В и Уус. Для устойчивого поддержания режима
торможения необходимо, чтобы выполнялось соотношение
0 (92)
dv
В этом случае всякое отклонение от установившегося режима вызо-
вет появление нескомпенсированной тормозной либо ускоряющей си-
лы, стремящейся восстановить первоначальный режим. Преобразуя
(92), получаем
dFус (93)
dv dv
Учитывая, что 0, видим, что для обеспечения устойчивого
процесса торможения на спусках необходимо иметь положительный
или хотя бы нулевой наклон регулировочной характеристики. Этому
условию удовлетворяют характеристики 1В — const и В — const. Ха-
рактеристики /я = const так же, как и характеристики пневмати-
ческого торможения (см. рис. 80), имеют отрицательный наклон и яв-
ляются механически неустойчивыми при торможении на спуске. Это
значительно усложняет управление торможением и приводит к зна-
чительным колебаниям скорости.
Поддержание постоянной скорости на спуске переменного про-
филя требует вмешательства машиниста также и в случае характе-
ристик /в = const и В — const. В последнее время для дальней-
шего облегчения управления торможением и повышения точности под-
держания скорости на электроподвижном составе появились системы
автоматического регулирования скорости. Скорость движения на спус-
ке задается при помощи рукоятки управления, а величина тормозно-
го усилия автоматически устанавливается в зависимости от величи-
ны уклона (рис. 87).
Из рассмотрения процессов в силовой схеме при электрическом тор-
можении вытекает такое важное его преимущество перед пневматичес-
ким, как лучшие противогазные свойства. Как известно, в случае пнев-
матического тормоза при юзе сила трения между тормозными колодка-
ми и колесом возрастает, что способствует развитию юза и может при-
вести к заклиниванию колес и образованию скользунов на бандажах.
В случае ЭТ, выполненного с индивидуальными тормозными резистора-
ми (ТР) тяговых двигателей, при юзе происходит уменьшение тормоз-
ного тока юзующего двигателя пропорционально снижению его часто-
ты вращения, а при нуле частоты тормозное усилие отсутствует. Вслед-
ствие этого при электрическом торможении заклинивание колес и об-
разование скользунов исключаются. Это позволяет реализовать высо-
кие тормозные усилия без риска повреждения бандажей колесных пар.
Противогазные свойства ЭТ в значительной степени определяются
его силовой схемой. Кроме схемы с индивидуальными ТР, известна
схема с двумя или более последовательно включенными тяговыми дви-
гателями, работающими на один резистор. В этой схеме при юзе
одного двигателя ток в цепи поддерживается за счет неюзующих дви-
гателей и опасность заклинивания колеса не устраняется. Поэтому та-
кая схема не получила распространения.
Разновидностью схемы с индивидуальными ТР является схема с
уравнительными соединениями, в которой имеются секции ТР, обте-
каемые суммарным тормозным током (см. рис. 81). Напряжение на этих
секциях Uc мало изменяется при юзе отдельных осей, что способствует
более резкому падению тока юзующего двигателя и улучшает условия
освобождения от юза. Недостатком схемы является повышенная нерав-
номерность токораспределения, обусловленная неравенством э. д. с.
двигателей из-за технологического разброса их электромагнитных ха-
рактеристик и диаметров бандажей колесных пар. Если неравенство
э. д. с. обозначить через ДЕ, то неравномерность токов равна:
Д£
Д/ «---- (схема без уравнителей),
. . АС , .
Д/(ур) « —— (схема с уравнителями).
R.
6*
123
Поскольку R' < /?т, то Д/(УР) > А/. После некоторых преобразо-
ваний получаем
Л г Ы
----77-’ (94)
1- —
т. е. увеличение неравномерности токов в схеме с уравнителями
зависит от соотношения напряжения Uc и напряжения Uл тягового
двигателя.
Кроме того, в данной схеме при юзе одного двигателя несколько
возрастают токи неюзующих двигателей, что увеличивает опас-
ность юза для них. Уравнительные соединения применяются обыч-
но в том случае, когда необходимо устранить несимметрию нагрузки
ТР, обусловленную подключением электродвигателей вентиляторов.
При этом соотношение UJ Uне рекомендуется брать свыше 0,5.
Задача расчета тормозных характеристик заключается в определе-
нии механических параметров торможения: скорости, тормозного уси-
лия при заданных электрических параметрах — мощности, тока яко-
ря, тока возбуждения двигателя. Возможна и обратная задача —
нахождение электрических параметров по известным механическим.
Необходимые расчетные формулы:
в=т/я(^) КмК ± so ]0_.3; (95)
\ п ) DK л
у= 0,188-^-—, (96)
/ Е \ i
\ п /
Bv -- mil (97)
Bv = -3’-Р- , (98)
Пэл Ппер
где В — тормозное усилие, кН;
v — скорость движения, км/ч;
7Я — ток якоря, А;
Е — э. д. с. двигателя, В;
R — суммарное сопротивление цепи якоря, Ом;
п — частота вращения вала двигателя, об/мин;
Р — мощность на выводах двигателей, кВт;
т — количество двигателей;
i — передаточное отношение тягового редуктора;
£>к — диаметр ведущего колеса, м;
км — коэффициент, учитывающий потери момента в двигателе,
обычно принимается км = 1,03;
кпер = 1,025 — коэффициент, учитывающий потери момента в ре-
дукторе;
"Нэл — к. п- Д- двигателя;
Лпер = 0,975 — к. п. д. редуктора.
124
Суммарное сопротивление цепи якоря равно
R ~ ^т.э + Кя + ^дц,
где
R,
т. э
/?я — сопротивление обмотки якоря;
7?дП — сопротивление обмотки добавочных полюсов;
— — эквивалентное сопротивление тормозного резистора.
я определяемое с учетом отпитки тока электродвига-
телей вентиляторов;
тг Р
---напряжение на выводах двигателя.
Ток, потребляемый электродвигателем вентилятора, примерно про-
порционален току якоря тягового двигателя, поэтому электродвига-
тель может быть заменен эквивалентным сопротивлением, а величина
/?т.э может приниматься постоянной во всем диапазоне изменения
тока /я.
Величина Е/п в формулах (95) и (96), пропорциональная магнит-
ному потоку двигателя, задается в функции тока возбуждения Iв или
магнитодвижущей силы главных полюсов Aw. Зависимости — =
= / (/в) или — = f (Aw) для различных значений тока якоря пред-
ставляют нагрузочные характеристики и определяются для каждой
электрической машины (рис. 88).
Приведенные формулы позволяют определить все параметры ЭТ
(В, v, /я, /Б, Р) по двум известным параметрам в любой их комбинации.
Предельные тормозные характеристики могут быть определены сле-
дующим образом. Характеристика /втах = const строится по одной
точке, определяемой для значения /вгаах и произвольно выбираемого
значения 1Я. Величины В и v находятся по формулам (95) и (96), где
Е/п определяется по нагрузочным характеристикам. Получив одну точ-
ку, строят характеристику /Втах^
= const, проводя ее из начала коор-
динат.
Характеристика /ятах = const
строится по формуле (97).
Для построения характеристи-
ки [1яп] = const определяют про-
изведение исходя из заданного
значения [/яп] по следующей фор-
муле
[/„«] = 0,188-^-[7я п], (99)
i
затем для различных скоростей v
находят допустимые значения /я, по
которым при помощи формулы (97)
определяются значения В при дан-
ных значениях v.
125
4. СИСТЕМА АВТОМАТИЧЕСКОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ
Система автоматического регулирования электрического тормоза
выполняется замкнутой и служит для получения регулировочных
тормозных характеристик и ограничения его предельных парамет-
ров. Структурная схема САР электрического тормоза, примененная
на экспортных тепловозах типа V300, приведена на рис. 89. Испол-
нительное воздействие осуществляется по цепи возбуждения тягового
генератора при помощи усилителя, используемого в тяговом режиме
электропередачи и состоящего из управляемого выпрямителя УВ и
блока управления БУВ. Управление усилителем осуществляется сиг-
налом селективного узла СУ тормозного режима, в котором сравни-
ваются сигналы обратной связи по току якоря, току возбуждения тя-
говых двигателей, тормозному усилию с сигналами уставки. Ток
якоря тяговых двигателей измеряется теми же трансформаторами по-
стоянного тока ТПТ, что и в тяговом режиме, изменение тока воз-
буждения — посредством трансформатора постоянного тока ТПТВ.
Сигнал обратной связи по тормозному усилию формируется в селек-
тивном узле по сигналам токов /я и /в. Сигнал уставки для токов /я
и /в является фиксированным, сигнал уставки по тормозному усилию
изменяется тормозным контроллером.
Схема селективного узла (рис. 90) построена аналогично схеме тя-
гового режима. В селективный узел входит потенциометр обратной
связи ПОС, состоящий из резисторов Rl, R2, R3, на котором выделяют-
ся сигналы: Пос.я — по току якоря тяговых двигателей; U0C,B — по
току возбуждения; U0C.T — по тормозному усилию.
Сигнал уставки по токам 1Я и /в снимается со стабилитрона, под-
ключенного к блоку БЗВ. Сигнал уставки по тормозному усилию сни-
мается с потенциометра, включенного на напряжение ПО В цепи уп-
равления. Величина тока через потенциометр изменяется пятью сту-
пенями при помощи тормозного контроллера КТ, что дает ступенчатое
изменение сигнала уставки. Между общим минусом уставок и минусом
ПОС включен через балластный резистор вход блока БУВ, плюсы сиг-
налов обратной связи и уставки соединены между собой попарно через
разделительные диоды. Таким образом, образуются три канала
Рис- 89. Структурная схема САР электриче-
ского тормоза
126
Рис. 90. Схема селективного
узла
Рис. 91. Характеристики = тсп- Рис. 92. Тормозные характеристики
ловоза V300 тепловоза V300
регулирования по токам /я, /в, по тормозному усилию, которые дейст-
вуют поочередно. Работа каналов регулирования происходит так же,
как это было описано выше в тяговом режиме. При этом имеется ана-
логия между каналами /я и /г, 1В и UT, тормозного усилия и мощ-
ности генератора. В результате работы каналов регулирования под-
держивается характеристика /в = f (/„) (рис. 91), в которой можно вы-
делить участки ограничения токов /я, /в и участок примерного посто-
янства произведения /п/в. В рассматриваемом случае тяговые двига-
тели в тормозном режиме являются ненасыщенными, поэтому участок
/я/в = const соответствует примерно постоянному тормозному усилию.
Приближение к гиперболической зависимости на этом участке дости-
гается ломаной из трех отрезков, которая формируется так же, как
участок примерно постоянной мощности селективной характеристи-
ки генератора в тяговом режиме. Различным значениям сигнала устав-
ки по тормозному усилию соответствует семейство зависимости /в =
= f (Iя), причем величина тормозного усилия меняется пропорцио-
нально квадрату напряжения уставки. Получаемые при этом тормоз-
ные характеристики тепловоза В = f (v) приведены на рис. 92.
В селективном узле тормозного режима предусмотрены отрицатель-
ные гибкие обратные связи по току якоря и по тормозному усилию в
виде дифференцирующих цепочек, состоящих из последовательно вклю-
ченных конденсаторов и резисторов. Сигналы ГОС поступают на допол-
нительную обмотку управления блока БУВ. Гибкая обратная связь
по току якоря предназначена для получения устойчивой работы систе-
мы регулирования. Гибкая обратная связь по тормозному усилию вво-
дится в работу только при езде с грузовыми поездами и обеспечивает
замедленное нарастание тормозного усилия при входе в торможение в
течение?—Юс, что необходимо во избежание нежелательных продоль-
ных реакций в сцепных приборах поезда, могущих привести к его раз-
рыву. Рассмотрим работу ГОС по тормозному усилию более подробно.
Процесс входа в торможение начинается с обесточенного состояния
цепей. Ток возбуждения генератора постепенно возрастает с нуля до
некоторой установившейся величины, соответствующей выходу на за-
данную тормозную характеристику. При этом рабочая точка на ха-
рактеристике /вг = f (/у) (см. рис. 38) будет перемещаться из точки 3
до установившегося положения, например, в точке 2. Поскольку харак-
127
теристика /вг = f (Ту) на рассматриваемом участке имеет большую кру-
тизну, то можно пренебречь изменением тока /у и считать, что вход в
торможение должен происходить при постоянном его значении. Необ-
ходимая величина тока /у должна поддерживаться за счет ГОС, так как
каналы регулирования /я, /в, В закрыты до выхода на установивший-
ся режим ввиду малости сигналов ОС. Время выхода на установивший-
ся режим определяется параметрами ГОС. Действительно, для проте-
кания постоянного тока управления по цепи ГОС необходимо, чтобы
напряжение на входе цепи, т. е. напряжение обратной связи по тормоз-
ному усилию Цос.т возрастало с определенной скоростью по уравнению
процесса заряда конденсатора с емкостью С:
г = с ,dU0C^ const (ЮО)
dt
(здесь активным падением напряжения пренебрегаем ввиду его мало-
сти). Так как напряжение Дос.т связано с токами /в и /я, то эти токи
должны возрастать с определенной скоростью, обеспечивая нужную ве-
личину тока управления. Как следует из уравнения (100), при увели-
чении емкости С скорость изменения напряжения Цос.т уменьшается,
т. е. время входа в торможение увеличивается. Процесс входа в тор-
можение завершается, когда напряжение Цос.г превысит напряжение
уставки и канал регулирования тормозного усилия вступит в действие,
поддерживая постоянным напряжение Дос.т. Цепь ГОС обесточивает-
ся и действует в дальнейшем только при переходных процессах. Ос-
циллограмма процесса входа в торможение в грузовом режиме тепло-
воза V300 при скорости 140 км/ч приведена на рис. 93. Плавное на-
растание тока якоря двигателей происходит в течение примерно 7 с.
В режиме пассажирского поезда действует только более слабая ГОС по
току /я, и процесс нарастания тока совершается быстрее (за 1,5 — 2с).
При построении САР электрического тормоза важное значение имеет
повышение его противогазных свойств. Необходимо иметь в виду, что
если при юзе отдельных двигателей будет уменьшаться сигнал по току
/я вследствие уменьшения их якорных токов, то при работе на
участках характеристик /я = const или В = const это сопровождает-
ся увеличением тока возбуждения двигателей и якорных токов
неюзующих двигателей. В этом случае САР стремится восстановить
прежнюю величину сигнала ОС по току /я или тормозному усилию. Тем
самым затрудняется выход из юза двигателей и возрастает опасность
срыва в юз остальных двигателей.
Применение в рассматриваемой САР схемы получения сигнала по
току /я при помощи трех трансформаторов, измеряющих токи пар тяго-
Рис. 93. Осциллограмма
тока якоря двигателя при
входе в торможение теп-
ловоза V300 при скоро-
сти 140 км/ч
128
вых двигателей, с выделением наибольшего тока ТПТ позволяет в зна-
чительной мере избежать этого недостатка. В нормальном режиме токи
всех ТПТ примерно одинаковы, регулирование ведется по наиболь-
шему току ТПТ. Уменьшение токов одного или даже двух ТПТ, свя-
занных с юзующими двигателями, может привести лишь к смене ТПТ,
ведущего регулирование. При этом не произойдет существенного из-
менения сигнала по току 7Я, следовательно, на прежнем уровне оста-
нутся ток возбуждения и якорные токи неюзующих двигателей.
5. ОСОБЕННОСТИ НАСТРОЙКИ САР
ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ТОРМОЖЕНИЯ
Настройка системы автоматического регулирования в тормозном
режиме производится так же, как и в тяговом режиме, при неподвиж-
ном тепловозе. При настройке получают необходимые характеристики
7В = f (7Я) тяговых двигателей. Особенности настройки САР электри-
ческого тормоза обусловлены тем, что тяговые двигатели при непод-
вижном тепловозе не могут быть объектом регулирования, поскольку
не способны вырабатывать ток.
Роль объекта регулирования выполняет в данном случае тяговый
генератор, работающий на нагрузочный реостат. Такая замена для
настройки характеристик вполне допустима, при этом необходимо,
чтобы система была замкнутой и регулируемый параметр мог поддер-
живаться изменением тока возбуждения генератора.
Включая в цепь нагрузки генератора при помощи контакторов
КП1—КП7 силовой схемы трансформатор тока возбуждения тяговых
двигателей ТПТВ или трансформаторы тока якоря ТПТ, можно резис-
торами RI, R3 (см. рис. 90) поочередно настроить каналы регулирова-
ния токов 7в, 1Я и получить ограничения этих величин.
Для настройки канала тормозного усилия необходимо одновремен-
но иметь сигналы по токам 7В и 7Я с возможностью изменения соотно-
шения между ними в широких пределах. Это требует двух параллель-
ных цепей нагрузки тягового генератора с отдельными нагрузочными
реостатами для независимого изменения токов 7В и /я, что усложняет
испытательное оборудование.
Более простым решением, применяемым на практике, является под-
ключение в систему регулирования трансформатора напряжения ге-
нератора ТПН, используемого в САР тягового режима, вместо транс-
форматора ТПТВ. При этом напряжение генератора Ur в определен-
ном масштабе замещает ток 7В.
Для получения требуемого масштаба замещения s = J7r//B регу-
лируют ограничение напряжения U? на величину, вытекающую из дан-
ного масштаба, путем изменения коэффициента трансформации ТПН
при помощи резистора в цепи обмотки управления трансформатора.
Далее настраивают характеристики Uv = f (7Г), повторяющие в
выбранном масштабе характеристики /в = /(7Я). Изменение соотно-
шения между величинами Ur и 7Г в ходе настройки достигается измене-
нием сопротивления нагрузочного реостата. Настройку ведут по план-
129
шету, аналогичному планшету для тягового режима, на котором дает-
ся поле настройки характеристик на 3 и 5-й позициях тормозного конт-
роллера. Примерно гиперболический участок характеристики форми-
руется на 3-й позиции контроллера, наклоны трех отрезков характе-
ристики регулируются так же, как и в тяговом режиме, изменением
положения выводов на резисторе R2 (см. рис. 90).
Величина произведения UrIv на гиперболическом участке характе-
ристики регулируется на каждой позиции контроллера при помощи
секционированного резистора в цепи уставки канала тормозного уси-
лия.
Проверяют также время нарастания тока /г (тормозного тока) при
включении схемы (имитация входа в торможение).
Пример расчета характеристик электрического тормоза. Исходные данные,
определяемые конструкцией тепловоза и требованиями заказчика:
Максимальная скорость тепловоза.............. 140 км/ч
Тяговый двигатель............................ типа ЭД-118А
Передаточное отношение тягового редуктора . . i = 3,15
Диаметр колеса тепловоза..................... £>к=1,05 м
Номинальная мощность электрического тормоза
на выводах тяговых двигателей................ Р=1300 кВт
Диапазон использования номинальной мощности
тормоза...................................... 52—140 км/ч
Число ступеней регулирования тормозного уси-
лия ......................................... 5
Режим работы ................................ продолжительный
Принимаем схему включения тормозных резисторов по рис. 81. Максималь-
ный ток якоря тягового двигателя выбираем равным 595 А, что составляет 82,5%
длительного тока в тяговом режиме. Это позволяет использовать при электри-
ческом тормозе промежуточную ступень частоты вращения вала дизеля (в рас-
сматриваемом примере соответствующую 11-й позиции контроллера машиниста)
для обеспечения вентиляции тяговых двигателей и тем самым снизить расход
топлива. Возможность снижения максимального тока якоря в данном случае
ограничивается наименьшей величиной сечения ленты тормозного резистора, при-
менимой по условиям жесткости конструкции.
Напряжение на выводах тягового двигателя
Р 1300-103
Уд=-----=———- =364 В.
д т!п 6 • 595
Эквивалентное сопротивление тормозного резистора в горячем состоянии
t/д 364
«т.Э = -Г!- = -^Г--=0>613 Ом.
1 я иУо
Характеристика при IB = const.
Максимальный ток возбуждения двигателя принимаем равным /в = 370 А,
что, как показывают дальнейшие расчеты, обеспечивает получение минимальной
скорости диапазона использования номинальной мощности тормоза. Находим по
(95) и (96) значения В и v для какого-либо значения тока якоря, например, —
= 400 А:
3,15 60
5 = 6-400-0,57-1,03-1,025- —-----------10'3=84 кН,
1,05 3,14
Е В
где — =0,57 ------------
п об/мин
130
для Aw — IBw = 370 • 19 — 7020A (см. рис. 88);
1,05
——=28,2 км/ч,
3,15
400-0,642
и = 0,188- - -
0,57
где R = Дт.э + Яя + Вдп = 0,613 + 0,018 + 0,011 = 0,642 Ом.
Строим зависимость В = f (о) в виде прямой линии, проходящей из начала
координат через найденную точку.
Характеристика при /я = 595 А = const. По (97) находим
Bv = 6 • 5955 • 0,642 . 1,03 . 1,025 . 3,6 • 10~3 = 5,2 . 10® кН . км/ч,
и, задаваясь значениями v в пределах от 52 до 140 км/ч, находим значения В.
Характеристики В = const.
Находим максимальное тормозное усилие на характеристике 1Я = const,
которое достигается при v = 52 км/ч:
5,2-Юз
®max = То = 10® КН •
oz
Принимаем минимальное тормозное усилие Bmjn = 0,5 Bmax 50 кН*
Тогда при равномерной разбивке тормозные усилия ступеней составят Вх =
= 50 кН, В2 = 62,5 кН, В3 = 75 кН. В4 = 87,5 кН, В6 = 100 кН.
Как указывалось выше, при ненасыщенных тяговых двигателях для полу-
чения характеристик В = const необходимо обеспечить гиперболические зави-
симости /в = f (/я). Находим значения произведения/я/в для 1-й и 5-й ступеней.
Для этого берем режимы при /я = 595 А.
1-я ступень. По (95) определяем
Е 50-1,05-3,14
п
= 0,23 В/об/мин.
6-595-1,03-1,025-3,15-60-Ю-з
2300
По рис. 88 Aw = 2300 А. Отсюда /в = —jg— = 121 А, /я/в = 595 • 121 =
= 7,2 • 104 А2.
Для 5-й ступени аналогичный расчет дает /я/в = 17,2 . 104 А2.
Гиперболические зависимости /в = f (/я) (см. рис. 91) строим, принимая
равномерную разбивку величины /я/в по ступеням. По полученным зависимо-
стям /в = f (/я) определяем при помощи (95) и (96) тормозные характеристики
В = f (о). Ниже в качестве примера приведен расчет одной точки тормозной
характеристики 3-й ступени.
Принимаем по рис. 91 /я = 466 А, 1В = 262 А и находим:
3,15 60
В = 6-466-0,45-1,03-1,025- • —----
1,05 3,14
• 10-3 = 76, 5 кН;
466-0,642
о = 0,188-
0,45
1,05
^=47 км/ч,
Е В
где — = 0,45 Об)мин и° рис. 88 для Aw = 262 . 19 = 4980 А.
Расчетные характеристики В — f (v) нанесены на рис. 92 тонкими линиями.
131
Глава
VI
СИСТЕМЫ ПОВЫШЕНИЯ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ
СЦЕПНОГО ВЕСА
1. ВЛИЯНИЕ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
НА ТЯГОВЫЕ СВОЙСТВА ТЕПЛОВОЗА
Производительность локомотивов, особенно грузовых, определяется
рядом параметров, среди которых первостепенная роль принадлежит
реализуемым значениям длительной и пусковой силы тяги. Эти пара-
метры, в свою очередь, зависят от величины коэффициента сцепления
колеса с рельсом, статических и динамических характеристик экипаж-
ной части локомотива и его электропередачи.
Современная теория сцепления колес локомотива с рельсами и мно-
гочисленные эксперименты показывают, что реализация касательной
силы тяги на ободе колеса неизбежно сопровождается некоторым про-
скальзыванием колеса относительно рельса. Характеристикой сцеп-
ления колесной пары с рельсами, как известно, является зависимость
коэффициента сцепления ф или предельной в данных условиях силы
сцепления Fc от скорости скольжения колесной пары vc = vK—vT
(vK — окружная скорость колеса, приведенная к поступательной ско-
рости тепловоза; пт •— скорость тепловоза).
Если скольжение в зоне контакта колеса с рельсом вызвано их уп-
ругими деформациями, то его называют неполным или эксплуатацион-
ным. На рис. 94 ему соответствует интервал скоростей скольжения
vD от цс = 0 до цс = vca- В этом интервале с увеличением скорости
скольжения сила сцепления Fo возрастает и, следовательно, сила тяги
FK может быть увеличена. Величина скорости скольжения, отнесенная
к поступательной скорости тепловоза vc/vT, в точке А' составляет
2—2,5%. При значениях vc > цсл предельная сила сцепления Fc на-
чинает уменьшаться. В этой зоне скольжение становится полным или
избыточным и начинается боксование. Поскольку тепловозы имеют
сравнительно большой сцепной вес и ограниченный источник мощнос-
ти, боксование большей частью возникает при прохождении загрязнен-
ных участков пути, а также при неблагоприятных атмосферных усло-
виях (гололед, изморозь, снегопад и т. д.).
Первыми обычно вступают в боксование так называемые лимити-
рующие колесные пары, у которых по тем или иным причинам отноше-
ние силы тяги к нагрузке на ось в данный момент является наиболь-
шим. Неравномерное распределение сцепного веса между осями опре-
деляется рядом факторов. Главные из этих факторов следующие:
технологический разброс статических нагрузок на оси (обычно
±3% номинального значения);
наличие динамической составляющей нагрузки на ось, обусловлен-
ной вертикальными колебаниями локомотива;
132
дополнительная развеска (нагрузка или разгрузка) осей, возникаю-
щая при реализации силы тяги вследствие реакции привода колесных
пар и опрокидывающего момента, воздействующего на локомотив. До-
полнительная развеска зависит от конструкции привода колесных пар
и экипажной части в целом.
Дополнительная развеска для тепловоза мощностью 3000 л. с.
в долях от силы тяги колесной пары:
Номер оси (движение вперед) 1 2 3 4 5 6
Нагрузка или разгрузка (—)
колесной Пары от FK . . —-0,122 —0,229 —-0,344 0,344 0,229 0,122
Из этих данных видно, что разгрузка колесных пар может дости-
гать около 35% реализуемой силы тяги. При длительной силе тяги ко-
лесной пары 41 кН и номинальной нагрузке от оси на рельсы 225 кН
разгрузка третьей колесной пары в продолжительном режиме дости-
гает значительной величины — 14 кН, что составляет 6% номинальной
нагрузки на ось. Часто боксование начинается с первой колесной пары,
имеющей меньшую разгрузку, чем вторая или третья, но раньше
других вступающей на участок пути с ухудшенными условиями
сцепления.
Развитие процесса боксования в значительной мере зависит от ха-
рактеристик элементов электрической передачи тепловоза, силовой
схемы и системы регулирования. Предположим, что в точке А' (рис.94)
касательная сила тяги FK0 лимитирующей колесной пары была равна
силе сцепления Fc0 по характеристике сцепления Fq. Если тепловоз
перешел на участок с ухудшенным сцеплением, характеристика сцеп-
ления будет соответствовать F£, а точка А' переместится в положение
А". Теперь сила тяги Ек0 станет больше новой предельной силы сцеп-
ления Ес1, вследствие чего возникнет ускоряющее усилие Ек0 — Ес1,
что вызовет увеличение скорости скольжения колесной пары.
Ток и сила тяги боксующего двигателя начнут уменьшаться. Одна-
ко в зависимости от характеристики двигателя (которая определяется
не только его естественной электромеханической характеристикой, но
и электропередачей в целом) снижение силы тяги будет происходить
по-разному. Если сила тяги будет снижаться в соответствии с кривой
Е( в точке Б, сила тяги станет равной силе сцепления F^ и развитие
Рис. 94. Зависимость силы сцепления Fc ОТ
Рис. 95. Характеристики:
/ — групповая; 2- гяговая
скорости скольжения
133
боксования приостановится. Для полного прекращения боксования си-
ла тяги должна быть искусственно снижена настолько, чтобы она стала
меньше силы сцепления и появилось замедляющее усилие, обеспечи-
вающее равновесие сил тяги и сцепления в точке А".
Гораздо хуже, если изменение силы тяги электродвигателя соот-
ветствует кривой F'k, которая лежит значительно выше кривой силы
сцепления F'F В этом случае возникает разносное боксование, прекра-
щение которого потребует значительного снижения силы тяги. Чем
круче характеристика двигателя FK — f (цс) в режиме боксования,
или иными словами, чем выше ее жесткость, тем меньше скорость
скольжения, при которой она пересекается с характеристикой сцепле-
ния, и тем меньше вероятность развития боксования.
На жесткость характеристики FK — f (vc) основное влияние оказы-
вают два фактора, связанные со схемой электропередачи: схема соеди-
нения тяговых электродвигателей и рост напряжения генератора в
режиме боксования. Остановимся на первом из этих факторов.
Характеристика силы тяги (рис. 95), развиваемой одной колесной
парой, дана в функции скорости FK = f (v) (кривая 2), причем напря-
жение на двигателе Uл принято равным UJm, где Ur — напряжение
генератора, т — число последовательно соединенных тяговых дви-
гателей. Будем полагать, что напряжение генератора Ur в процессе
боксования остается неизменным.
При боксовании напряжение между последовательно включенными
двигателями перераспределяется примерно пропорционально их часто-
те вращения, т. е. большая часть напряжения ложится на боксую-
щий двигатель. Чтобы учесть это явление, вводится понятие о группо-
вой характеристике, дающей зависимость силы тяги одной оси от сум-
марной скорости осей, тяговые двигатели которых соединены последо-
вательно. Такая групповая характеристика для т = 2 приведена
также на рис. 95 (кривая /). Групповую характеристику получают уве-
личением в т раз значений скорости, соответствующих данной силе
тяги. Заметим, что при параллельном соединении тяговых двигателей
(т = I) кривая 2 является одновременно и групповой характеристикой.
Уже непосредственное сопоставление кривых 1 и 2 показывает, что
одинаковому снижению тяги AF соответствует большее приращение
скорости боксования Лпс для групповой характеристики. Иными сло-
вами, при возникновении боксования в случае последовательного
соединения т двигателей снижение тяги на величину ДГ требует боль-
шего увеличения скорости скольжения. Как было указано вы-
ше, более благоприятной будет тяговая характеристика, при которой
большему снижению силы тяги соответствуют меньшие скорости
боксования.
Для оценки этого явления введено понятие жесткости групповой
тяговой характеристики [31], которая определяет интенсивность умень-
шения силы тяги одной оси, отнесенную в начальному значению силы
тяги, в функции суммарной скорости осей, двигатели которых соеди-
нены последовательно
v 1 dF
mF0 dv
134
Графически величина X может быть определена несложным по-
строением (см. рис. 95)
где км — масштабный коэффициент.
Чем выше жесткость групповой тяговой характеристики, тем ин-
тенсивнее снижается тяга боксующей оси от скорости скольжения, тем
выше вероятность прекращения ее боксования. Ввиду увеличения на-
пряжения на боксующем двигателе (при последовательном соединении
двигателей) жесткость групповой тяговой характеристики уменьшает-
ся.
При прочих равных условиях снижение числа последовательно
включенных двигателей, а в пределе — чисто параллельное соедине-
ние двигателей повышает жесткость групповой тяговой характеристи-
ки, что благоприятно сказывается на противобоксовочных свойствах
локомотива. По этой причине все мощные тепловозы с электропереда-
чей переменно-постоянного тока имеют, как правило, параллельное
соединение тяговых двигателей.
Приведенный выше анализ влияния схемы соединения тяговых дви-
гателей на противобоксовочные свойства локомотива сделан в пред-
положении, что напряжение генератора в процессе боксования
остается неизменным. На самом деле это не так.
Рассмотрим рис. 96, где показаны селективная и внешняя харак-
теристики генератора тепловоза. Допустим, что боксование возникло
при токе генератора /г(1 и напряжении Дг,„ Поскольку ток боксующего
двигателя снижается, что вызывает снижение общего тока генерато-
ра, например, до величины /г1. Система регулирования генератора,
стремясь поддержать мощность генератора постоянной, начинает под-
нимать напряжение генератора. В случае безынерционного регуля-
тора мощности дизеля напряжение генератора будет возрастать по
гиперболе Б В.
Если, однако, учесть большую инерционность объединенного ре-
гулятора дизеля, то окажется, что напряжение генератора будет
возрастать по линии БД, параллельной селективной характеристике.
Влияние инерционности системы регулирования возбуждения гене-
ратора и выпуклый характер естествен- ной внешней характеристики синхронно- го генератора приводят к тому, что на- пряжение генератора возрастает в еще большей степени по кривой БД1. Таким образом, влияние этих факто- ров приводит к увеличению интенсивно- сти возрастания напряжения генератора в режиме боксования. Рост напряжения генератора способствует переходу не- боксующих двигателей в режим боксо- вания, а увеличение числа боксующих двигателей, в свою очередь, вызывает и г В В' \ 1 1 7 1 Д' 1? Г0|д j 0 1____ я 1/о । |У Рис. 96. Внешняя и селектив- ная характеристики генератора 135
более интенсивное снижение тока генератора и рост его напряжения.
В итоге жесткость тяговой характеристики двигателей снижается, что,
как указано выше, способствует развитию боксования.
Для количественной оценки приведенного выше процесса были
построены характеристики относительной предельной силы тяги по
р
сцеплению = г -с и относительной силы тяги боксующего двига-
* с max
р
теля kf = р—— в функции скорости скольжения i'c (рис. 97). Кривые
* к max
построены для скорости движения 20 км/ч при боксовании различного
числа двигателей. Для параллельного соединения характеристика рас-
считана для одного, трех и шести боксующих двигателей, а для парал-
лельно-последовательного (два двигателя последовательно) для од-
ного и трех боксующих двигателей. При расчете характеристик учи-
тывалось возрастание напряжения генератора с ростом скорости
скольжения боксующих осей. Сопоставление кривых показывает, что
жесткость тяговой характеристики при параллельном соединении всег-
да выше, чем при параллельно-последовательном.
Жесткость тяговой характеристики при шести одновременно бок-
сующих колесных парах при параллельном соединении двигателей при-
мерно соответствует жесткости тяговой характеристики при боксова-
нии одной колесной пары при параллельно-последовательном соеди-
нении двигателей.
При параллельном соединении двигателей и одной боксующей колес-
ной паре тяговая характеристика боксующего двигателя проходит ни-
же характеристики предельной силы тяги по сцеплению, что указывает
на возможность прекращения боксова-
ния без воздействия на электропередачу
тепловоза.
В то же время с увеличением числа
боксующих осей преимущества парал-
лельного соединения двигателей в значи-
тельной мере утрачиваются. При парал-
лельном соединении тяговых двигателей
возможно одновременное боксование
всех шести осей, при параллельно-после-
довательном соединении одновременное
боксование более чем трех осей мало ве-
роятно. Между тем жесткость тяговых
характеристик при шести боксующих
осях резко снижается из-за интенсивно-
го роста напряжения генератора.
Таким образом, для повышения тя-
говых свойств тепловозов следует ре-
комендовать параллельное соединение
тяговых двигателей, причем необходимо
принять меры, препятствующие возра-
станию напряжения генератора в режи-
ме боксования.
KrKF
D,9
0,8
0,1
0,6
0,5
D.4
0,3
0,2
0,1
О
ч>
2 4 6 8 10 ий,кн/4
Рис. 97. Относительные харак-
теристики силы тяги Kf и си-
лы сцепления при боксо-
вании 1, 3 и 6-й осей тепловоза:
1 — параллельное соединение дви-
гателей; 2 — три параллельные груп-
пы (по два последовательно)
136
1. СИСТЕМА ФОРМИРОВАНИЯ ЖЕСТКИХ
ДИНАМИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ГЕНЕРАТОРА
Системы регулирования, обеспечивающие постоянство напряжения
генератора в режиме боксования, получили наименования систем фор-
мирования жестких внешних характеристик генератора. Эти системы
можно подразделить на две группы: системы, обеспечивающие постоян-
ство заданного напряжения генератора как в нормальном режиме, так
и в режиме боксования (жесткие статические внешние характеристики—
ЖСХ), и системы, поддерживающие постоянное напряжение генерато-
ра только в режиме боксования (жесткие динамические внешние ха-
рактеристики — ЖДХ).
Жесткие статические характеристики генератора используются на
ряде тепловозов фирмы «Альстом» (Франция). В этом случае внешние
характеристики генератора по позициям контроллера имеют вид поло-
гих прямых, причем ограничивается лишь максимальная мощность
дизеля на данной позиции. К достоинствам системы ЖСХ следует от-
нести способность сохранять жесткость внешней характеристики гене-
ратора при любом числе боксующих осей. В то же время дизель при
постоянной частоте вращения может работать здесь с мощностями, мень-
шими номинальной, что неэкономично.
В электропередачах переменно-постоянного тока отечественных теп-
ловозов система ЖСХ используется лишь при очень плохих условиях
сцепления и является вспомогательной. Системы формирования ЖДХ
имеют в статических режимах обычные гиперболические внешние ха-
рактеристики, а в режимах боксования сохраняют напряжение гене-
ратора неизменным. Система формирования ЖДХ внедрена на всех
отечественных тепловозах с электропередачей переменно-постоянного
тока.
При рассмотрении процесса возрастания напряжения генераторов
в режиме боксования (см.с. 135) принималось, что система регулирова-
ния получает сигнал общего тока генератора, и ввиду снижения этого
тока при боксовании напряжение генератора возрастает. Если бы в ре-
жиме боксования сигнал тока оставался неизменным, то система регу-
лирования генератора не реагировала бы на процесс боксования и на-
пряжение генератора оставалось при боксовании постоянным.
Одним из способов реализации этого условия может быть схема ре-
гулирования, где в селективный узел поступает не сигнал тока гене-
ратора, а сигнал максимального тока, выделенный из сигналов тока
всех тяговых двигателей или групп тяговых двигателей [32, 33]. По-
скольку максимальный ток принадлежит двигателю небоксующей ко-
лесной пары, то информация о возникновении боксования в систему
регулирования поступать не будет. Если предположить, что каждый
тяговый двигатель имеет свой измерительный трансформатор тока, то
жесткая динамическая внешняя характеристика генератора будет со-
храняться при одновременном боксовании (п — 1) колесной пары.
Измерение токов всех параллельно включенных тяговых двигате-
лей вызывает известные трудности. Прежде всего разместить большое
число трансформаторов тока так, чтобы исключить влияние на них
137
посторонних магнитных полей от кабельных линий тепловоза, прак-
тически невозможно. С другой стороны, при измерении токов каждого
двигателя на работе схемы формирования ЖДХ генератора в большей
степени сказывается неравномерность токораспределения между тя-
говыми двигателями.
Если боксовать начала ось, приводимая двигателем с наибольшим
током в статическом режиме, то до тех пор пока в процессе боксования
ток этого двигателя не станет меньше тока небоксующего двигателя
с наименьшим током в статическом режиме, напряжение генератора
будет возрастать и жесткость внешней характеристики генератора не
будет обеспечена.
Измерение токов групп тяговых двигателей благодаря усреднению
общей электромеханической характеристики двигателей, входящих в
группу, в значительной мере устраняет этот недостаток. При этом в
одну группу включаются тяговые двигатели колесных пар, для кото-
рых дополнительная нагрузка от перераспределения сцепного веса
имеет один знак и по возможности одинаковую абсолютную величину,
причем эти свойства должны сохраняться при обоих направлениях дви-
жения. Для таких колесных пар возникновение боксования практи-
чески равновероятно, что подтверждено соответствующими исследова-
ниями.
При выборе числа измерительных трансформаторов и схемы их
включения необходимо учитывать вероятность боксования тех или
иных осей, а также стремиться к тому, чтобы жесткость внешней ха-
рактеристики генератора сохранялась при максимальном числе соче-
таний одновременно боксующих осей. Выполнение этих условий пред-
ставляет достаточно сложную задачу, решение которой обычно тре-
бует проведения экспериментов на локомотиве.
Исследования показали, что наиболее целесообразно остановиться
на измерении токов двух тяговых двигателей, комбинируя в некото-
рых случаях измерение токов пар двигателей с измерением тока одно-
го двигателя (для одной или нескольких осей). Проиллюстрируем это
примером выбора системы измерения токов двигателей для тепловоза
мощностью 3000 л.с.
При анализе ограничимся случаем одновременного боксования трех
осей, при котором возможное число сочетаний одновременно боксую-
щих трех колесных пар достигает 20. Первоначально на этих теплово-
зах была применена схема с тремя трансформаторами тока, измеряю-
щими токи 1—6, 2—3 и 4—5-го тяговых двигателей. Нетрудно видеть,
что схема работает одинаково при обоих направлениях движения. Од-
нако одновременное измерение токов 1-го и 6-го двигателей противо-
речит требованию, чтобы дополнительная нагрузка на оси двигателей
одной измеряемой группы имела одинаковый знак. Кроме того, в слу-
чае одного из сочетаний боксующих осей 1,2, 4; 1,2, 5; 1,3,4; 1,3,5;
2,4,6; 2,5,6; 3,4,6 жесткость характеристики генератора не будет со-
храняться, так как в каждой паре двигателей один двигатель окажет-
ся боксующим. Следует также учесть, что при боксовании, например,
2, 3 и 4-го двигателей сохранение жесткости характеристики зависит
138
от того, сохранится ли сцепление 1-й оси, между тем как 1-я ось раз-
гружена и может легко вступить в боксование.
Исследования и опыт эксплуатации подтвердили, что во многих слу-
чаях жесткость внешней характеристики при рассмотренном порядке
измерения токов не сохраняется. Были предложены и исследованы
другие схемы измерения. Например, четырехтрансформаторная схема,
измеряющая ток 5—4, 6—4, 3—1 и 3—2-го двигателей, обладает значи-
тельно лучшими свойствами, однако и в этом случае при некоторых со-
четаниях боксующих осей жесткость внешней характеристики генера-
тора не сохраняется.
Исследованиями было установлено, что наилучшие результаты дает
следующий порядок измерения токов двигателей: 1, 2—3, 4—5, 6.
При этом боксование любых трех двигателей не нарушает жесткость
внешней характеристики генератора, она сохраняется также в боль-
шинстве случаев при четырех боксующих осях и при наиболее вероят-
ных сочетаниях из пяти боксующих осей. Испытания подтвердили вы-
сокую эффективность данной схемы, которая позволяет повысить реа-
лизуемую тепловозом тягу примерно на 20% при средних условиях
сцепления.
Схема измерения токов тяговых электродвигателей и формирования
сигнала максимального тока приведена на рис. 98 и не нуждается в
специальном пояснении. Отметим только, что коэффициенты трансфор-
мации трансформаторов ТПТ1, ТПТ6 и ТПТ2-3, ТПТ4-5 отличаются
в два раза, что обеспечивает равенство выходных сигналов при равных
токах двигателей.
При очень плохих условиях сцепления машинист имеет возмож-
ность перейти на формирование статических жестких характеристик
генератора при помощи ручного переключателя, который снижает ус-
тавку по каналу регулирования напряжения генератора. Внешние
характеристики генератора имеют при этом вид, показанный на рис. 99.
Статические жесткие характеристики ограничивают рост напряже-
ния генератора при токах генератора, меньших некоторого определен-
ного значения на данной позиции контроллера. На 15-й позиции это
ограничение начинается со скорости, несколько меньшей длительной.
Рис. 99. Статические жесткие харак-
теристики генератора
генератора
Рис. 98. Схема измерения токов тяго-
вых двигателей для системы ЖДХ
139
Рис 100. Зависимость то-
ков тяговых двигателей
от скорости:
— — ЖДХ; -----------при
гиперболических характери-
стиках
Тем самым предотвращается интенсивное раз-
витие боксования независимо от числа бок-
сующих двигателей. Использование статиче-
ских жестких характеристик целесообразно
на низких скоростях движения (примерно до
25 км/ч), так как при более высоких скоро-
стях мощность генератора уменьшается.
Зависимости токов тяговых двигателей от
скорости боксующей колесной пары приведе-
ны на рис. 100. При ЖДХ генератора сниже-
ние тока /дб, а значит и силы тяги боксующей
колесной пары с увеличением скорости боксо-
вания более резкое, чем при гиперболической
внешней характеристике. Ток и сила тяги
небоксующих тяговых двигателей остаются
постоянными. Поэтому при равных токах двигателей /дб = /Д1 ско-
рость боксующей колесной пары ук1 при жестких внешних характе-
ристиках генератора значительно меньше, чем при гиперболических,
и, следовательно, боксование развивается менее интенсивно.
Если при неблагоприятных условиях сцепления боксование само-
произвольно и не прекращается, то оно может быть прекращено за-
щитой от боксования с меньшим снижением напряжения генератора
и меньшей потерей силы тяги локомотива.
3. СИСТЕМА ЗАЩИТЫ ОТ БОКСОВАНИЯ
При плохих условиях сцепления система ЖДХ генератора в неко-
торых случаях не может предотвратить интенсивного развития боксо-
вания. В этом случае в действие вступает защита от боксования (ЗБ),
назначение которой — прекратить боксование с минимальной потерей
силы тяги и не допускать разноса тяговых двигателей и повреждения
элементов передачи.
Система ЗБ должна сохранять работоспособность при одновремен-
ном боксовании нескольких (желательно всех) колесных пар и обеспе-
чивать защиту во всем диапазоне скоростей движения локомотива. Во-
прос о выборе чувствительности ЗБ, т. е. той скорости скольжения,
при которой защита должна начать воздействие на электропередачу,
весьма сложен. Оптимальная чувствительность зависит от динамиче-
ских характеристик электропередачи и системы защиты от боксования,
от способа воздействия на электропередачу и от многих других факто-
ров. Завышенная чувствительность защиты вызывает лишние потери
силы тяги при боксовании, недостаточная чувствительность приводит
к недопустимым скоростям боксующих осей.
На практике приходится прибегать к электронному моделированию
энергетической системы тепловоза в целом и, изменяя параметры защи-
ты, определять их оптимальное значение [34, 35]. Полученные резуль-
таты контролируются при испытаниях на головных образцах ло-
комотивов. Для ориентировки можно указать, что при наличии систе-
140
мы формирования ЖДХ генератора чувствительность защиты в режи-
ме трогания обычно лежит в пределах скорости проскальзывания 3—
5 км/ч , а в режиме максимальной скорости — около 7—10 км/ч.
По способу обнаружения боксования схемы ЗБ принято делить на
две группы:
1) использующие косвенные способы обнаружения боксования —
сравнения токов или напряжений в цепях тяговых двигателей;
2) основанные на непосредственном измерении частот вращения
колесных пар.
Схемы первой группы отличаются сравнительной простотой, они
получили преимущественное распространение как в нашей стране, так
и за рубежом и широко освещены в литературе [36]. При параллельном
соединении тяговых двигателей сигналом боксования является раз-
ность падений напряжения на обмотках возбуждения тяговых двига-
телей. Подобная схема, применяемая на тепловозах с электропереда-
чей переменно-постоянного тока, будет рассмотрена ниже.
Следует указать на некоторые недостатки схем первой группы.
Чувствительность защиты ограничена здесь целым рядом факторов,
обусловливающих появление сигнала помехи на выходе схемы при
отсутствии боксования К этим факторам относится разброс электро-
механических характеристик тяговых двигателей, разброс сопротив-
лений обмоток возбуждения двигателей, разброс сопротивлений резис-
торов ослабления возбуждения, разница в диаметрах бандажей колес-
ных пар. Эти недостатки особенно заметны в зоне высоких скоростей,
где характеристика скорости двигателя в функции тока становится
почти вертикальной и необходимая для срабатывания защиты разность
токов достигается при высоких значениях скорости боксования.
Схемы ЗБ второй группы в принципе лишены указанных выше не-
достатков, они могут обеспечить любую необходимую чувствитель-
ность во всем диапазоне скоростей движения. Трудности их внедрения
связаны прежде всего с необходимостью иметь датчик частоты враще-
ния колесной пары. В качестве датчиков используются бесконтактные
тахогенераторы переменного тока, специальные обмотки в главных
полюсах тяговых двигателей и другие подобные устройства. Размеще-
ние этих устройств и обеспечение их надежной работы в условиях боль-
ших вибрационных нагрузок оказываются весьма сложной задачей.
Чтобы исключить влияние на сигнал скорости разброса электромаг-
нитных параметров датчиков, прибегают к использованию частотного
сигнала скорости, который либо преобразуется в непрерывный сигнал
напряжения, либо используется непосредственно в дискретной форме.
В качестве примера рассмотрим схему, разработанную НИИЭТМ
и ЦНИИ МПС [37]. Осевые индукторные тахогенераторы (рис. 101)
включены на первичные обмотки насыщенных трансформаторов. Бла-
годаря насыщенным трансформаторам среднее напряжение на нагру-
зочных резисторах R, включенных после сглаживающих ЛС-фильтров,
пропорционально частоте сигнала и практически не зависит от вели-
чины напряжения тахогенераторов.
Таким образом исключается влияние неизбежного разброса харак-
теристик тахогенераторов и предотвращается появление на выходе
141
схемы сигнала помехи. Сигналы скорости сравниваются диодной схе-
мой, выходной сигнал которой пропорционален разности скоростей
t»max •— fmin- Работа защиты при синхронном боксовании всех осей
обеспечивается формированием сигнала ускорения (известно, что уско-
рение колесных пар в режиме боксования значительно выше, чем в
нормальных режимах). Дифференцирующая цепочка образована кон-
денсатором Сд и входным сопротивлением усилителя. При испыта-
ниях описанная схема показала высокую эффективность во всем диапа-
зоне рабочих скоростей локомотива.
Разработаны и проходят испытание системы ЗБ, использующие
счетно-импульсные устройства и датчики скорости, встроенные в по-
люс тягового двигателя. По мере освоения производства этих достаточ-
но сложных электронных устройств, способных надежно работать
в жестких эксплуатационных условиях, они получат применение на
серийных локомотивах.
Рассмотрим систему ЗБ, применяемую на серийных тепловозах
с электропередачей переменно-постоянного тока. Схема узла обна-
ружения боксования представлена на рис. 102. Сигналы токов тяго-
вых двигателей снимаются с обмоток главных и добавочных полю-
сов тяговых двигателей. Диодная схема сравнения выделяет сигнал
/дтах — /дпнп> пропорциональный скорости боксования. Схема обна-
руживает одновременное боксование до пяти тяговых двигателей. На
выходе узла сравнения включены два реле РБк1 и РБк2, которые имеют
настройку на различную чувствительность при полном возбуждении
тяговых двигателей, причем реле РБк1 срабатывает при малых пробок-
совках, а реле РБк2—при более интенсивном боксовании. Соответст-
венно срабатывание реле ДБк? вызывает меньшее снижение мощности,
чем срабатывание РБк2, что позволяет избежать лишних потерь силы
тяги. При ослабленном возбуждении добавочные резисторы в цепи ка-
тушки реле РБк2 шунтируются контактами реле РУ, что компенсирует
снижение чувствительности схемы обнаружения боксования, обуслов-
ленное включением резисторов ослабления возбуждения.
Рис. 101. Схема защиты от боксования с частот-
ными датчиками
142
Рис. 102. Схема устройства обнару-
жения боксования
Работу исполнительных цепей
защиты от боксования можно про-
следить по структурной схеме
(рис. 103). При полном возбужде-
нии тяговых электродвигателей ра-
ботают две ступени защиты от бок-
сования. При срабатывании первой
ступени ЗБ (реле боксования
РБк1, промежуточное реле РУ1)
производится снижение уставки по
каналу напряжения селективного
узла, вследствие чего напряжение
генератора ограничивается прямой
2 (рис. 104).
Во избежание ложного сраба-
тывания реле перехода разрывает-
ся цепь катушек контакторов шун-
тировки возбуждения (КШ1 и
ДШ2), которая восстанавливается
с выдержкой времени около 3 с
(реле РВ2) после прекращения бок-
сования. При срабатывании защи-
ты от боксования включается также специальный магнит МР регу-
лятора дизеля, который обеспечивает перемещение индуктивного дат-
чика ИД в положение минимального выхода. В результате мощность
генератора снижается (кривая <?).
Принудительное перемещение индуктивного датчика в положение
минимума преследует и другую цель. При снижении мощности гене-
ратора под действием ЗБ индуктивный датчик стремится повысить на-
грузку дизеля и мощность генератора после прекращения боксования
оказывается выше, чем до боксования. Перемещение индуктивного дат-
чика в положение минимума предотвращает такую возможность.
Рис. 103. Структурная схема исполнительных цепей защиты
от боксования
143
Рис. 104. Внешние характеристики
генератора на 15-й позиции контрол-
лера
Рис. 105. Внешние характеристики
генератора на 15-й позиции контрол-
лера при постоянной скорости
При срабатывании второй ступени ЗБ (реле РБк2, промежуточное
реле РУ2) производятся те же операции, что и при срабатывании пер-
вой ступени ЗБ, и, кроме того, напряжение генератора ограничивается
более низкой величиной (прямая 4). Реле времени РВ1 воздействует
также на канал мощности селективного узла, что ограничивает мощность
генератора (кривая 5, рис. 104). Восстановление уставки мощности
происходит с выдержкой времени после восстановления ЗБ, что пре-
дотвращает повторное развитие цикла боксования.
При ослабленном возбуждении, когда боксование может быстро
перейти в разносное, действует сразу вторая ступень ЗБ, поскольку
на ослабленном возбуждении реле РБк2 имеет большую чувствитель-
ность, чем РБк1.
Комплексное воздействие защиты от боксования на каналы напря-
жения и мощности генератора позволяет получить различную величи-
ну снижения мощности при срабатывании защиты в зависимости от
скорости движения (рис. 105). Кривые 1 и 2 представляют зависимости
напряжения на тяговых двигателях от тока при неизменной скорости
движения (/ — при скорости vlt 2 — при скорости v2, причем скорость
о2 больше скорости oj.
При срабатывании защиты от боксования снижение мощности, под-
водимой к тяговым двигателям, равно разности мощностей в точках
К и Л (либо М и Н) и составляет \Рг — Рк — Рл (для скорости t^) и
АР2 = Рм — Ра (для скорости о2). Величина АР2 существенно больше
АРр Такой способ снижения мощности (с переменной степенью) пред-
почтительнее способа с постоянной степенью снижения, поскольку из-
вестно, что для прекращения боксования на высоких скоростях тре-
буется большее снижение подводимой к двигателю мощности. При дан-
ном способе уменьшаются потери тяги на низких скоростях движения,
где боксование наиболее часто, и уменьшается опасность автоколеба-
тельного режима дизель-генератора при боксовании.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Развитие и совершенствование тепловозной тяги. Под ред. Н. А. Ф у ф-
ряиского. М., «Транспорт», 1969. 304 с. Авт.: Н. А. Фуфрянский, А. И. Во-
лодин, К. И. Домбровский, Н. А. Дроздов, Е. В. Платонов, Г. В. Попов.
2. Тенденция развития технических средств транспорта за рубежом. Под
ред. В. С. М о л я р ч у к а. М., «Транспорт», 1975. 328 с. (Ин-т комплексных
траисп. проблем при Госплане СССР).
3. Передачи мощности тепловозов. М., «Машиностроение», 1967. 476 с. Авт.:
А. Д. Степанов, В. А. Васильев, Б. Г. Кузнецов, А. Я. Лемберг, И. Ф. Семичаст-
нов.
4. Костенко М. П. Работа многофазного асинхронного двигателя при пе-
ременном числе периодов. — «Электричество», 1925, № 2, с. 15—16.
5. Костенко М. П. Каскадные соединения асинхронной и коллекторной
машин как частные случаи «всеобщего трансформатора». — «Вестник электротех-
ники», № 11, 1930, с. 18—20.
6. Б а ш у к И. Б., 3 о р о х о в и ч А. Е. Электропередача для тепловозов
и газотурбовозов с синхронным генератором и полупроводниковыми выпрямите-
лями. Труды МИИТа, вып. 103. Трансжелдориздат, 1958, с. 175.
7. Электроподвижной состав с полупроводниковыми преобразователями. М.,
«Транспорт», 1967. 307 с. Авт.: Б. Н. Тихмепев, А. В. Голованов, В. Д. Радчен-
ко, 3. М. Рубчинский.
8. Рубчинский 3. М., Р е б р и к Б. Н., Хомяков Б. И. Новые выпря-
мительные установки для подвижного состава. — «Железнодорожный транс-
порт», 1967, № 9, с. 69—74.
9. А в а т к о в Е. С. Опытная двухвагоиная электросекция с асинхронными
тяговыми двигателями. — «Электрическая и тепловозная тяга», 1970, № 8,
с. 36—39.
10. Мощный магистральный электровоз с асинхронными тяговыми двигате-
лями. — «Электрическая и тепловозная тяга», 1971, № 6, с. 9—11. Авт.:
Е. С. Аватков, Ю. Г. Быков, Ю. М. Коссой, А. Н. Кутуров, Р. И. Мустафин.
11. Алексеев А. Е., Калита А. И. Опытный тепловоз с асинхронными
двигателями и статическими преобразователями. — «Электрическая и тепловоз-
ная тяга», 1971, № 10, с. 11—12.
12. Опытный локомотив, оборудованный выпрямительно-инвенторной уста-
новкой с тяговыми асинхронными двигателями с короткозамкнутыми роторами.
Труды НИИ завода «Электротяжмаш», № 4, Харьков, 1972, с. 3—17. Авт.:
М. И. Аронов, Ю. И. Гусевский, В. С. Марченко, В. И. Носков, А. Н. Тараненко,
А. А. Чернышев.
13. Каменецкий Б. Г., Бурьяница В. И., Гнездилов В. В. Тепло-
возная электрическая передача переменно-постоянного тока. М., «Транспорт»,
1971, с. 3—44. Труды Всесоюз. науч.-исслед. ин-та ж.-д. трансп., вып. 429.
14. Л и п о в к а В. И. О проектировании выпрямительных схем тепловозных
электропередач. — «Электротехника», № 1, 1968, с. 15—17.
145
15. Баронский А. В , Дука А. К., Е в з и к о в а Э. Г. Определение ком-
мутирующей реактивности тягового синхронного генератора. — «Электротехни-
ка», № 9, 1970, с. 25—28.
16. Каганов И. Л. Электронные и ионные преобразователи, Т. III. М.,
Госэнергоиздат, 1956. 528 с.
17. Размадзе Ш. М. Преобразовательные схемы и системы. М., «Высшая
школа», 1967. 528 с.
18. Ривкин Г. А. Преобразовательные устройства. М., «Энергия», 1970.
544 с.
19. Полупроводниковые выпрямители. Под ред. Ф. И. Ковалева
и Г. П. Мостков ой. М., «Энергия», 1967. 479 с. Авт.: Е. И. Баркович, А. И. Бо-
ровой, В. М. Венделанд и др.
20. Ситник Н. X. Силовая полупроводниковая техника. М., «Энергия»,
1968. с. 320.
21. Чебовский О. Г., Моисеев Л. Г., Сахаров 10. В. Силовые по-
лупроводниковые приборы. М., «Энергия», 1975. 512 с.
22. Ульянове. А. Электромагнитные переходные процессы в электрических
системах. М.—Л., Госэнергоиздат, 1964, 280 с.
23. Ковач К. П., Р а ц И. Переходные процессы в машинах переменного
тока. М., Госэнергоиздат, 1963, 744 с.
24. Глух Е. М., Зе лен о в В. Е. Защита полупроводниковых преобразо-
вателей. М., «Энергия», 1970, 152 с.
25. Костенко М. П., Пистровский Л. М. Электрические машины.
Ч. 2. Л., «Энергия», 1973, 648 с.
26. Шехтман М. Г. Работа генератора на выпрямительную нагрузку.
Труды Ленингр. индустриальн. ин-та, № 3. Л., Госэнергоиздат, 1940, с. 104—124.
27. Ка м е и е ц к и й Б. Г., Бурьяница В. И. Аварийные режимы и за-
щита тепловозных выпрямительных установок. Вестник Всесоюз. науч.-исслед.
ин-та ж,-д. траисп., № 4, с. 14—18.
28. Бюллетень технико-экономической информации ЦНИИ ГЭИ МПС, № 5,
1969, с. 33—34.
29. Экспресс-информация локомотивостроение и вагоностроение, № 42, 1969,
с. 5—14.
30. Теоретические основы электротехники. (Учебник для вузов). В 3-х ча-
стях. Под ред. Г. И. Атабекова. М.—Л., «Энергия», 1966, 319 с.
31. Ми но в Д. К. Повышение тяговых свойств электровозов и тепловозов
с электрической передачей. М., «Транспорт», 1965, 267 с.
32. Способ регулирования электрической передачи тепловозов. Авторское
свидетельство № 300048 от 13.1.71 г., опубликовано в «Бюллетене открытий и
изобретений промышленных образцов и товарных знаков», № 28, 1972, с. 192.
Авт.: В. И. Липовка, Г. А. Михневич, Н. И. Наумов, А. А. Будницкий, Ю. М. Пе-
регудов, Л. К. Филиппов.
33. Способ регулирования электрической передачи тепловоза. Авторское сви-
детельство № 300049 от 13.1.71 г. «Бюллетень открытий и изобретений промыш-
ленных образцов и товарных знаков», № 28, 1972, 192 с. Авт.: В. И. Липовка,
Г. А. Михневич, Н. И. Наумов, А. А. Будницкий, Ю. М. Перегудов, Л. К. Фи-
липпов.
34. Михневич Г. А., Домнин Ф. А. Исследование одновременного бок-
сования колесных пар тепловозе! на электронной модели. Сб. АН СССР «Автома-
146
тические и телеинформационные системы». М.—Л., «Наука», 1965, с. 179—191.
35. Д о м н и и Ф. А., Михнев и ч Г. А. О выборе параметров схемы за-
щиты от боксования. Вестник Bcecoioi науч-исслед. ин-та ж.-д. траисп., 1965,
№ 4, с. 16—19.
36. Филиппов Л. К. Повышение эффективности устройств обнаружения
и прекращения боксования колес тепловозов с электрической передачей. М.,
«Транспорт», 1964, с. 101—164. Труды Всссоюч. науч.-исслед. ин-та ж.-д. трансп.,
вып. 272.
37. Михневич Г. Л., Киселева В. Л., Филиппов Л. К. Бесконтакт-
ная система защиты от боксования. Сб. «Траиспоргное машиностроение», вып. 3,
НИИИНФОРМТЯЖМАШ. М„ 1966, е. 35 40.
38. Railway Age. 1967, № 9, с. 29.
39. Railway Gazette, 1968, t. 124, Ns 8, c. 134- 137.
40. Revue de 1’Association Francaise des Amis des Clieinins de Fer, 1967,
№ 264, c. 101—119.
41. Vers une nouvelle locomotive Diesel electrique la CC72000 Revue Gen. de
Chemins de fer, 1971, № 1, с. 1—25.
42. Barwell F. T. Traction Research. — «Gournal of the Iiislifiishin of Loko-
motive Engineering», 1966—1967, № 56 (port. 2), c. 310.
43. Cornwell E. L. Squirrel Cage traction motor by WABCO. -- «Modern Rail-
ways», oct. 1970, № 265, c. 458—459.
44. Teich W. Elektrische Ubertragung fur Diesel und Gasturbinen fahrgenge
mit Umrichter und Asynhronmotoren. — «Glasers Annalen», 1971, 95, № 7/8,
c. 213—222.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Глава I. Электрические передачи тепловозов
и перспективы их развития 3
1. Области применения раз-
личных типов передач мощ-
ности ...................... 3
2. Передачи переменно-по-
стояииого тока.............. 8
3. Передачи переменного тока 13
Глава II. Система выпрямления переменного
тока ........................................22
1. Общая характеристика
системы.....................22
2. Режимы работы трехфаз-
иого выпрямительного
моста.......................25
3. Особенности работы ше-
стифазиой системы син-
хронный генератор—вы-
прямительная установка
(СГ—ВУ).....................32
4. Выбор типа и числа вен-
тилей тепловозной вы-
прямительной установки 37
Глава III. Аварийные режимы и устройства
защиты силовой цепи 42
1. Общая характеристика
аварийных режимов . 42
2. Внешние короткие замы-
кания ......................43
3. Внутренние короткие за-
мыкания и замыкания на
землю...................... 53
4. Устройства защиты сило-
вой цепи и требования
к иим.......................56
5. Электрические схемы уст-
ройств защиты...............61
Глава IV. Система автоматического регули-
рования тягового генера-
тора ........................................67
1. Назначение и основные
принципы автоматическо-
го регулирования тя-
гового генератора ... 67
2. Система автоматического
регулирования тяговых
генераторов ................69
3. Структурная схема САР
тягового генератора 70
148
4. Селективный узел ... 73
5. Погрешности регулиро-
вания, обусловленные
селективным узлом ... 78
6. Силовая схема возбуж-
дения ...................... 82
7. Блок управления ... 86
8. Датчики системы авто-
матического регулирова-
ния ...................... 88
9. Прочие узлы системы
автома! ическо! о регули-
рования .................. 96
10. Настройка СЛР тито-
гового генератора .... 99
11. Особенности СЛР тяго-
вого генератора теплово-
зов с источником энерю-
снабжения поезда .... 101
12. Расчет селективного
узла....................... 103
13. Расчет силовой схемы
возбуждения.................110
Глава V. Система электрического торможе-
ния ......................................... 116
1. Назначение электрическо-
го торможения...............116
2. Силовая схема электриче-
ского тормоза...............117
3. Характеристики элект-
рического тормоза и их
расчет......................119
4. Система автоматического
регулирования .... 126
5. Особенности настройки
САР электрического тор-
можения ....................129
Глава VI. Системы повышения использования
сцепного веса................................ 132
1. Влияние электропереда-
чи па тяговые свойства
тепловоза...................132
2. Система формирования
жестких динамических
характеристик генера-
тора ...................... 137
3. Система защиты от боксо-
вапия...................... 140
Список литературы............................ 145
ИВАН КУЗЬМИЧ КОЛЕСНИК, ТИМОФЕЙ ФЕДОРОВИЧ КУЗНЕЦОВ,
ВИЛЕН ИВАНОВИЧ ЛИПОВКА, ВЛАДИЛЕН СТЕПАНОВИЧ МАРЧЕНКО,
ЮРИЙ МИХАЙЛОВИЧ МИЛОВАНОВ, ГЕОРГИЙ АНАТОЛЬЕВИЧ МИХНЕВИЧ
ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ ТЕПЛОВОЗОВ
НА ПЕРЕМЕННО-ПОСТОЯННОМ ТОКЕ
Рецензент Б. К. Каменецкий
Редактор Н. П. Киселева
Обложка художника А. С. Завьялова
Техн, редактор Л. И. Широкогорова
Корректор А. Н. Конева
И Б № 599
Сдано в набор 25.05 78. Подписано к печати 29.11.78. Т-20882
Формат бумаги 60X90716, тип. № 1, гарн. литературная
Печать высокая, печ. л. 9,5 уч.-изд. л. 10,72 Тираж 6000 экз.
Зак. тип. № 399. Цена 55 коп. Изд. № 1-3-1/1 № 8513
Издательство «Транспорт», 107174, Москва, Басманный туп., 6а
Московская типография № 4 Союзполиграфпрома
Государственного комитета СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
г. Москва, 129041, Б. Переяславская ул , д 46
Государственный комитет СССР по делам издательств,
полиграфии и книжной торговли
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ТРАНСПОРТ»
ИМЕЮТСЯ В ПРОДАЖЕ КНИГИ:
Железные дороги. Общий курс. Изд. 2-е. Под ред. М. М. Фи-
липпова. Учебник для вузов ж.-д. транспорта. 1973. 256 с. 1 р. 15 к.
НАЗАРОВ В. П. Устранение неисправностей в электрических
цепях тепловоза ТЭП60. 1975. 131 с. (Б-чка машиниста локомотива).
10 к.
В брошюре рассмотрены простейшие способы определения и
устранения неисправностей, встречающихся в эксплуатации тепло-
возов ТЭП60. Для удобства читателей материал сведен в таблицы.
Брошюра рассчитана на локомотивные бригады, а также может
быть полезна ремонтным бригадам.
Пассажирский тепловоз ТЭП60. 1976. 376 с. 1 р. 64 к.
Пассажирский тепловоз ТЭП70. 1976. 232 с. 1 р. 14 к.
Электрическая схема тепловоза 2ТЭ116. 1975. 71 с. (Б-чка маши-
ниста локомотива). 34 к.
Продажа производится:
отделениями издательства «Транспорт» при управлениях
железных дорог, киоскерами, книгоношами на предприятиях,
центральным магазином «Транспортная книга»
(107078, Москва. Б-78, Садово-Спасская ул., д. 21).
По желанию покупателей литература высылается
по почте наложенным платежом.
Государственный комитет СССР ло делам издательств,
полиграфии и книжной торговли
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ТРАНСПОРТ»
ГОТОВЯТСЯ К ИЗДАНИЮ КНИГИ:
Тепловоз ТГМ6А. Руководство по эксплуатации и обслуживанию.
Изд. 2-е, перераб. и доп. М.: Транспорт, 1978. —15 л. (Людинов-
ский тепловозостроит. з-д). 12 000 экз.
В книге описаны узлы и агрегаты тепловоза, даны указания по
подготовке его к работе, уходу и обслуживанию в пути следования.
Первое издание вышло в 1973 г.
Рассчитана на локомотивные и ремонтные бригады.
Проектирование систем автоматического управления и защиты
тепловозов: Учеб, пособие / Гаккель Е. Я., Пушкарев И. Ф., Стреко-
пытов В. В., Сабуров Ф. Ф. — 2-е изд., перераб. и доп. — М.: Транс-
порт, 1979 (II кв.). — 15 л. — В пер.: 90 к. 10 000 экз. 31802.
В учебном пособии освещены вопросы проектирования и рас-
чета систем автоматики тепловозов, приведены сведения о комп-
лексной и частичной автоматизации энергетической цепи теплово-
зов и его вспомогательных агрегатов. Изложены основные положе-
ния расчета надежности и оптимизации систем автоматики.
Во 2-м издании учтены изменения, происшедшие в области рас-
чета и методов проектирования систем автоматического управления
тепловозов.
1-е издание вышло в 1970 г.
Учебное пособие предназначено для студентов вузов железно-
дорожного транспорта и может быть использовано инженерами
проектных организаций.
Заказы принимаются:
отделениями издательства «Транспорт» при управлениях
железных дорог, киоскерами, книгоношами на предприятиях,
центральным магазином «Транспортная книга»
(107078, Москва, Б-78. Садово-Спасская ул., д. 21).
По желанию заказчиков литература высылается
по почте наложенным платежом.