Особенности расчета токов короткого замыкания мощных электротехнических комплексов графитации переменного тока Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

УДК 621.315:621.3.025

Д. С. Ярымбаш

Канд. техн. наук, доцент Запорожского национального технического университета

ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ТОКОВ КОРОТКОГО ЗАМЫКАНИЯ МОЩНЫХ ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИХ КОМПЛЕКСОВ ГРАФИТАЦИИ

ПЕРЕМЕННОГО ТОКА

Предложена методика идентификации электрических параметров короткой сети электротехнического комплекса графитации переменного тока, учитывающая особенности конструктивного исполнения и температурные режимы. Выполнены расчеты и анализ ударных токов короткого замыкания электротехнического комплекса с учетом параметров системы электроснабжения, технологических режимов графитации и компенсации реактивной мощности.

Ключевые слова: ток короткого замыкания, система электроснабжения, режим графитации, компенсирующее устройство, шинный пакет.

В последние годы заострилась проблема обеспечения конкурентоспособности отечественной электродной продукции на мировых рынках, которую следует решать, снижая энергоемкость и материалоемкость производства. В технологическом цикле электродного производства самым энергоемким (6-10 МВт-ч/т) и определяющим качество продукции является процесс графитации. Широкое распространение получили электротехнические комплексы графитации (ЭТКГ) на базе печей переменного тока Ачесона [1].

Одним из основных направлений повышения энергоэффективности печей графитации является увеличение их единичной мощности, что приводит к увеличению электрической мощности ЭТКГ, токовых нагрузок коротких сетей и требует их модернизации. При этом новые конструктивные исполнения вторичных токопро-водов, согласно [2], должны соответствовать условиям динамической и термической стойкости к ударным токам короткого замыкания (КЗ). Величины ударных токов КЗ определяются мощностью КЗ внешней сети [3], электрическими параметрами ЭТКГ, технологическими режимами графитации и компенсации реактивной мощности, хотя влияние последних факторов изучено недостаточно. Поэтому исследование влияния режимов работы ЭТКГ и компенсации реактивной мощности на величины ударных токов КЗ в короткой сети является весьма актуальной практической и научной задачей.

Цель работы заключается в разработке методики оценки ударных токов КЗ ЭТКГ с учетом особенностей системы его электроснабжения, электрических параметров короткой сети, режимов графитации и компенсации реактивной мощности.

Схема электроснабжения ЭТКГ переменного тока включает однотипные печные однофазные питающие (ПТ) и компенсационные трансформаторы (КТ), кабельные линии (КЛ), трансформаторы тока (ТТ), напряжения (ТН), устройство поперечной компенсации (КУ) с батареями высоковольтных конденсаторов, вторичные токопроводы со стороны НН трансформаторов и печи

© Д. С. Ярымбаш, 2012

графитации (ПГ), шихтованный главный шинный пакет секции (ГШП) (рис. 1).

В процессе графитации происходит существенное изменение электрических параметров комплекса, в первую очередь, активного сопротивления керна печи Аче-сона, обусловленное технологическим режимом графи-тации (рис. 2.) [1, 4]. На начальном этапе кампании графитации, когда сопротивление печи достаточно большое, под нагрузкой работает один питающий трансформатор. Для обеспечения технологических режимов графитации и компенсации реактивной мощности применяется параллельная работа трансформаторов. Для ввода большей мощности на параллельную работу подключают второй питающий трансформатор, мощность графита-ции постепенно увеличивают до технологического максимума. Затем она понижается из-за уменьшения активного сопротивления керна печи и ограничения допустимых нагрузок питающих трансформаторов (рис. 2.). Во второй период кампании, когда температура керна превышает 2200-2400°С, его активное сопротивление падает и снижается коэффициент мощности печи графита-ции, что обусловлено как уменьшением активного сопротивления керна, так и электрическими параметрами (активными и реактивными сопротивлениями) печной петли. Параллельно соединенные компенсационные трансформаторы подключаются на емкостную нагрузку устройства поперечной компенсации, мощность которого может составлять 17-19 МВАр. После достижения максимума мощности, суммарный ток питающих трансформаторов также достигает максимума, а затем снижается, хотя ток графитации растет. Это обусловлено, прежде всего, режимами компенсации и токовыми нагрузками компенсационных трансформаторов устройства поперечной компенсации ЭТКГ.

Для расчетов максимально возможных значений токов КЗ выбирается расчетная точка К, расположенная на главном шинном пакете ЭТКГ между подключениями шинных пакетов питающих и компенсационных трансформаторов (рис. 1).

Рис. 1. Схема электроснабжения ЭТКГ переменного тока

Рис. 2. Электрические режимы графитации

Согласно [3], при расчете токов КЗ вторичных токоп-роводов ЭТКГ следует учитывать индуктивные сопротивления всех элементов короткозамкнутой цепи, силовых трансформаторов, проводников, трансформаторов тока, реакторов, токовых катушек автоматических выключателей, а также активные сопротивления элементов короткозамкнутой цепи, активные сопротивления контактов и контактных соединений. Рекомендуется также учитывать сопротивление электрической дуги в месте КЗ, изменение активного сопротивления проводников короткозамкнутой цепи, обусловленное их нагревом при КЗ, влияние комплексной нагрузки на ток КЗ [3]. При

этом допускается максимально упрощать и эквивален-тировать всю внешнюю сеть по отношению к месту КЗ, не учитывать ток намагничивания трансформаторов и насыщение магнитных систем.

С учетом технологических режимов графитации, режимов работы ЭТКГ для расчетной точки К (рис. 1) составляют схемы замещения при работе одного питающего трансформатора (рис. 3, а), параллельной работе двух питающих трансформаторов (рис. 3, б) и параллельной работе как двух питающих, так и двух компенсационных трансформаторов КУ (рис. 3, в).

и,

п

I I

Хг

I

I I

ж

т

^тг гк.кп

^кп

ГК.К1Е

21тт 2пт1

гк.шп

-пип

а

а)

I

1 I 1

Хг

I

-гт

'к.кл

-кл

■чс.кл

I

I

21тг гк.шп

I I I

72п гпт2

гк,шп

гшп2

^шпЗ

-гаш

б;

в;

Рис. 3. Схемы замещения КЗ:

а - один питающий трансформатор; б - параллельная работа двух питающих трансформаторов; в - работают питающие

и компенсационные трансформаторы

В схемах замещения (рис. 3) принимаются следующие обозначения: хс - индуктивное сопротивление энергосистемы; гтг - сопротивление трансформаторов тока; гккл, гкшп - переходные контактные сопротивления для кабельных линий и шинопроводов; хкл - сопротивление кабельных линий; 2пт, гкт - сопротивления КЗ питающих и компенсационных трансформаторов, [3]; гшп, ггшп -сопротивления шинопроводов в камерах печных и ком -пенсационных трансформаторов и участков главного шинного пакета секции печей графитации; хкуу - емкостное сопротивление компенсирующего устройства.

При оценке сопротивлений модернизированных коротких сетей секций мощных печей графитации ЭТКГ

переменного тока существующие методики [5] могут давать погрешности более 10 % и не удовлетворяют требованиям точности расчетов [3]. Это обуславливает необходимость идентификации активных и реактивных сопротивлений участков вторичных токопроводов ЭТКГ на основе электротепловой модели преобразования энергии переменного тока в тепловую энергию [6-9].

Электромагнитные процессы преобразования энергии переменного тока описываются сопряженной системой уравнений Максвелла для комплексных амплитуд векторного магнитного и электрического потенциалов в геометрических областях шинных пакетов короткой сети ЭТКГ [9]

\

- у[(/ЮСТкс (Ткс )-Ю28о8г ,кс )• Акс + (сткс (Ткс )+ ,/®е0ег ,кс ^кс - С ]= 0,

(/'ГОСТ кс (ткс )- ®2еоег ,кс )акс + V х (цД-,1^ X Акс )+ (сткс (Ткс )+ >еоег ,кс = <к

где го - угловая частота, рад/с; ст(т) - температурная зависимость электрической проводимости, См/м; 8о = 8,854 10-12 - электрическая постоянная, Ф/м; ег -диэлектрическая проницаемость; А - векторный магнитный потенциал, Вб/м; V - комплексная амплитуда электрического потенциала, В; 3е - комплексная плотность тока, А/м2; цо = 4 • п • 10-7 - магнитная постоянная, Гн/м; ц г - относительная магнитная проницаемость.

Распределения температур в областях шинных пакетов определяются уравнениями теплопроводности [7]

йЦ^кс (кс ) • §гаа(7кс ^ = <1 кс •(кс ) /Сткс (Ткс X (2)

где х(г) - температурные зависимости коэффициентов теплопроводности, Вт/(м2-°С).

Механизмы тепломассопереноса в окружающей среде описываются системой уравнений конвективного теплообмена в приближении Буссинеска с линеаризованной температурной зависимостью плотности охлаждающего воздуха р(Т) = Р0[1-Р(Т - Т)] [7]

Система уравнений (1) замыкается условиями калибровки Кулона, граничными условиями магнитной и электрической изоляции, сопряжения сред с различными элеeтрическими и магнитными свойствами [6]. Для уравнений теплопроводности (2) и конвективной теплопередачи (3) граничные условия определяются известными механизмами кондуктивного, конвективного и лучистого теплообмена [7].

Численная реализация электротепловой модели короткой сети и печи графитации, представленной сопряженными системами уравнений в частных производных (1)-(3), выполнялась с помощью метода конечных элементов, успешно апробированного автором для этого класса задач в работах [8, 9].

Активные и индуктивные сопротивления участков короткой сети определялись по данным расчетов полей температуры, электрического и магнитного потенциалов по зависимостям [9]

«кс=!Шс

к V,,

кс,к (г) 3кс,к кс,к ) ЛхфЛг

т

(ос • ос = -Р°,осУРос +vос^ос -Рос (ос - Т0

те УТ

ос ос

dгVw ос =

" Хос^TOÍ

(3)

где Р0 - плотность воздуха при температуре Т00, кг/м3; w -вектор скорости свободной конвекции воздуха, м/с; Р -давление, Па; х = Vс • Р - коэффициент температуропроводности, м2/с; с - теплоемкость, Дж/(кг-°С); g - ускорение свободного падения, м/с2; Р - коэффициент объемного расширения воздуха, 1/°С; V - кинематическая вязкость воздуха, м2/с.

■^кс = Го^кс,

(4)

I^ = Я(3^-); ¿кс = укс/1 кс ; Укс = |ФксЙ1к^1кс; Фкс = И(Вксй^кс ); Вкс = Го1(Акс ),

У - потокосцепление, Вб; I - ток участков короткой сети, А; Ф - магнитный поток, Вб; 3 - плотность тока, А/м2; В - вектор магнитной индукции, Тл; = п8 • йй - элементарные поверхности (с учетом векторов нормали п8) участков короткой сети, м2.

0

Для уменьшения затрат времени и объемов расчетных данных моделирования методами кубической сплайн-интерполяции и аппроксимации [4] выполнялась идентификация зависимостей электрических сопротивлений участков короткой сети от их геометрических параметров (а, Ь) с учетом электрических нагрузок и температурных режимов вторичных токопроводов по зависимостям

Якс -Якс(акс,Ькс,Ткс)-Х XСЯ )■

¡; V »

(

Ьс

Хкс -Хкс(аг,Ькс,Ткс)-Х XСх»^((кс)

^ V»

Ьс.

(5)

Соотношения (5) позволяют учесть влияние температурных факторов, электромагнитного взаимодействия то-копроводов друг с другом, поверхностных эффектов, эффектов близости, внешних поверхностных эффектов, само-и взаимоиндукции проводников и конструктивных размеров модернизированных шинных пакетов на активные и индуктивные сопротивления участков короткой сети.

Исходя из особенностей системы энергоснабжения секций печей графитации переменного тока (рис. 1) короткое замыкание, вызванное соприкосновением или замыканием шин ГШП, по которым протекают токи разного направления, является двухфазным коротким замыканием. В этом случае, принимая сопротивления прямой и обратной последовательности одинаковыми, начальное действующее значение периодической составляющей тока при КЗ для вторичных токопроводов ЭТКГ без учета КУ рассчитывают по формуле [3]

/по - и

НН/

г

2 ■л/ т! + х^

(6)

где инн - среднее номинальное напряжение сети, в которой произошло короткое замыкание; тц, хц - суммарное активное и реактивное сопротивления прямой последовательности цепи КЗ [3] в соответствии со схемами замещения (рис. 3), и соотношениями для сопротивлений участков шинных пакетов (5).

Поскольку для подключения трансформаторов в каждой кабельной линии задействовано две жилы, а третья наглухо заземлена, то ее индуктивное сопротивление рассчитывается по формуле [5]

х^ - 25,13 -10"

'■ /кл -(((/г) + 0,25),

где (, т, /кл - расстояние между осями жил, радиус жилы и длина участка кабельной линии, соответственно. При расчете активного сопротивления кабельной линии учитывается его рост из-за нагрева кабеля током КЗ [3].

Наибольшее начальное значение апериодической составляющей тока КЗ ) определяется амплитудой

периодической составляющей тока (6) в начальный момент КЗ

га0

(7)

С учетом (7) для произвольного момента времени t наибольшее значение апериодической составляющей тока КЗ будет равно

—/Т ^at - 'а0е а,

(8)

где Т - постоянная времени затухания апериодической составляющей тока КЗ [3]:

Та - х^(юстЕ).

Ударный ток КЗ в короткой сети ЭТКГ без учета КУ определяют по формуле [3] с учетом соотношения (8) для момента времени от начала КЗ до появления ударно -

го тока tуд - 0,01 ■(п/2 + фк )/л [3]

'уд

-42/ по (1

— / Т + зт фке уд а

) -Л/ по К

по уд

(9)

где К уд - ударный коэффициент, фк - угол сдвига по фазе напряжения и периодической составляющей тока КЗ.

Согласно [3], при расчетах токов КЗ необходимо учитывать влияние каждой комплексной нагрузки, если ток в месте КЗ от этой нагрузки составляет не менее 5 % тока в месте КЗ, определенного без учета нагрузки.

Максимальную амплитуду тока КЗ от конденсатор -ных батарей устройства поперечной компенсации ЭТКГ определяют по формуле [10]

1тяу

и

М.

2 ■(с°0АкуЕ + Якуе)

(10)

где и с(0) - напряжение на конденсаторной батарее до КЗ; АсуЕ - суммарная индуктивность короткозамкнутого контура с КУ; ЯкуЕ - суммарное активное сопротивление короткозамкнутого контура с КУ;

1

Я

куЕ

АкуЕСку 4А<уЕ

- угловая частота собственных колебаний короткозамк-нутого контура КУ с емкостью ску.

Свободную составляющую тока КЗ от конденсаторных батарей устройства поперечной компенсации ЭТКГ с учетом соотношения (10) следует определять по формуле [10]

'св -1 тах ■е Ь sin(COot + п),

(11)

где Ь - Я/2!куЕ - [Як((00)+ ЯкуЕ^2!куЕ - коэффициент затухания; Як(ю0) - активное сопротивление конденса -торной батареи при частоте ®0.

1

0

Соотношения (6)-(11) позволяют исследовать влияние режимов графитации и компенсации реактивной мощности на ударные токи КЗ в короткой сети с учетом ее электрических параметров (5).

С ростом напряжения стороны НН питающих трансформаторов увеличивается величина максимального ударного тока КЗ короткой сети ЭТКГ (рис. 4.). При этом наибольшее значение периодической составляющей тока КЗ достигается при параллельной работе питающих трансформаторов (рис. 3, б, в) на ступени регулирования, соответствующей максимальному значению напряжения НН, а наименьшее - при работе одного питающего трансформатора (рис. 3, а) на ступени регулирования, соответствующей минимальному напряжению НН. Отношение максимального значения к минимальному значению тока КЗ достигает 2,15.

На втором этапе графитации величины максимальной амплитуды тока КЗ от конденсаторных батарей поперечной компенсации в основном определяются мощностью КУ, а изменение коэффициента трансформации компенсационных трансформаторов сказывается менее значительно (рис. 5.). При этом максимальное значение амплитуды тока КЗ соответствует режиму максимальной реактивной мощности КУ на первой ступени РПН, а минимальное - при 40 % загрузке КУ на пятой ступени РПН компенсационного трансформатора. Отношение максимальной амплитуды тока КЗ от КУ к ее минимальному значению составляет 1,88.

Характер изменения тока КЗ обусловлен параметрами короткозамкнутого контура КУ для различных ступеней РПН трансформаторов и емкости КУ, определяющих частоту свободных колебаний контура юо. Наложе-

1 п-

0.5

0.4

0.2

| ч ч ч ч ч ч u и ч ч ч ч ч и ir-ii-.

5 10 Ii

ступень р егуяир ое ашп тр анс ф орматор а Я Iy mai {рис.3,а) _п_ Iy тах(рис.3:б:в)

Рис. 4. Относительное изменение значения ударного тока КЗ от положения РПН питающих трансформаторов без учета КУ

ние токов КЗ от системы и КУ может приводить к существенному увеличению величины тока КЗ при работе питающих трансформаторов на 2-8 ступенях РПН и загрузках КУ более 50 % (рис. 6, 7). Значение ударного тока КЗ достигает максимума на второй ступени РПН питающих трансформаторов и 100 % загрузке КУ (рис. 6, а). При параллельной работе питающих трансформаторов на 2-5 ступенях РПН и загрузке КУ на 40 % ударный ток КЗ снижается (рис. 6, 7) и достигает минимума на пятой ступени РПН питающих трансформаторов и 40 % загрузке КУ (рис. 6, б). При загрузке КУ менее 30 % его влияние на ударный ток КЗ несущественно (рис. 7).

ВЫВОДЫ

Предложена уточненная методика оценки токов КЗ, которая адаптирована к особенностям системы электроснабжения ЭТКГ, конструктивному исполнению вторичных токопроводов, учитывает режимы графитации и компенсации реактивной мощности.

Идентификация зависимости электрических параметров участков короткой сети от электрических нагрузок и температурных режимов на основе полиномиальной аппроксимации обеспечивает высокую точность расчетов стационарных и переходных процессов.

Алгоритмическая простота уточненной методики снижает требования к вычислительным ресурсам, исключает дополнительные затраты на приобретение дорогостоящих вычислительных программ полевого моделирования и анализа электромагнитных процессов.

Перетоки реактивной мощности в ЭТКГ на втором этапе технологического процесса графитации при загрузке КУ более 40 % приводят к увеличению ударного

Рис. 5. Относительное изменение амплитуды тока КЗ от КУ

Рис. 6. Изменение тока КЗ и его составляющих в короткой сети ЭТКГ с учетом КУ: а - для 2-й ступени регулирования и 100 % мощности КУ; б - для 5-й ступени регулирования и 40 % мощности КУ

Рис. 7. Относительное изменение амплитуды тока КЗ в короткой сети ЭТКГ с учетом КУ

тока КЗ на 20-27 %, а его кратность для 1-2 ступеней РПН питающих и компенсационных трансформаторов при номинальной загрузке КУ возрастает в 1,5 раза. Это обуславливает применение динамически стойких многорядных шихтованных шинных пакетов при модернизации ГШП ЭТКГ большой мощности.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Чалых, Е. Ф. Оборудование электродных заводов : [учебное пособие для вузов] / Е. Ф. Чалых. - М. : Металлургия, 1990. - 238 с.

2. Короткие замыкания в электроустановках. Методы расчета электродинамического и термического действия тока короткого замыкания: ГОСТ Р 52736-2007 [Действующий от 12-07-2007]. - М. : ФГУП «Стан-дартинформ». - 2007. - 44 с.

3. Короткие замыкания в электроустановках. Методы расчета в электроустановках переменного тока напряжением до 1 кВ: ГОСТ 28249-93 [Действующий от 1-011995] - М. : ФГУП «Стандартинформ». - 2006. - 47 с.

4. Ярымбаш, Д. С. Особенности контроля электрических параметров, мощности и энергопотребления во время кампании графитации в печи переменного тока / Д. С. Ярымбаш, С. Т. Ярымбаш, О. В. Тютюнник // Вюник Кременчуцького державного полттехшчного утверситету. - 2006. - Вип. 3/2006(38). - С. 53-55.

5. Данцис, Я. Ю. Короткие сети и электрические параметры дуговых электропечей. Справ. изд. / Я. Ю. Данцис, Л. С. Кацевич, Г. М. Жилов и др. / 2-е изд., перераб. и доп. - М. : Металлургия, 1987. - 320 с.

6. Бессонов, Л. А. Теоретические основы электротехники. Электромагнитное поле / Бессонов Л. А. -М. : Высшая школа, 2003. - 317 с.

7. Джалурия, Й. Естественная конвекция. Тепло- и мас-сообмен / Й. Джалурия. - М. : Мир, 1983. - 399 с.

8. Ярымбаш, Д. С. Особенности электротепловых режимов главных шинных пакетов секций печей гра-фитации переменного тока / Д. С. Ярымбаш, С. Т. Ярымбаш, И. М. Килимник // Электротехника и электроэнергетика. - 2011. - № 1. - С. 64-69.

9. Ярымбаш, Д. С. Повышение энергоэффективности бокового шинопакета печей графитации переменного тока / Д. С. Ярымбаш, С. Т. Ярымбаш // Техтчна

електродинам1ка. Тематичний вип. Силова електро-тка 1 енергоефективтсть. - 2011. - С. 229-233.

10. Гимоян, Г. Г. Электромагнитные переходные процессы в системах электроснабжения промышленных предприятий / Г. Г. Гимоян, Л. В. Егизарян, В. И. Саакаян. - Ер. : ГИУА. - 2000. - 393 с.

Стаття надтшла до редакцп 20.12.2011.

Пiсля доробки 12.01.2012.

Д. С. Яримбаш

Особливост розрахунюв струмiв короткого замикання потужних електротехшчних комплекмв гра-вiтацii змiнного струму

Запропоновано методику iдeнmифiкaцii електричних napamempie короткоiмережi електротехшчного комплексу графтаци змтного струму, що враховуе особливосmi конструктивного виконання i температурн режими. Виконано розрахунки i aнaлiз ударних сmpумiв короткого замикання електротехшчного комплексу з урахуванням napaмempiв системи електропостачання, meхнологiчних peжимiв графтаци i компенсаци реактивно,i nоmужносmi.

Ключов1 слова: струм короткого замикання, система електропостачання, режим графтаци, компесую-чий пристрш, шиний пакет.

D. S. Yarymbash

Features of the short-circuit current calculations of the ac graphitization power electrical complex

Method of identification of short circuit electrical parameters of AC graphitization complex, taking into account the application design features and temperature regimes is proposed. The calculation and analysis of the short-circuit peak currents, taking into account the power system characteristics, graphitization technological regimes and reactive power compensation are presented.

Key words: short-circuit current, electrical power system, graphitization mode, compensating device, bus package.

УДК 629.423.24

Д. О. Кулапн1, П. Д. Ан^енко2

1Канд. техн. наук, старший викладач Запор'зького национального технчного унверситету 2 Д-р техн. наук, професор Запорзького национального технчного унверситету

ДОСЛ1ДЖЕННЯ РОБОТИ ТЯГОВО1 ЕЛЕКТРОПЕРЕДАЧ1 ДИЗЕЛЬ-ПО1ЗДА ДЕЛ-02 ПРИ ЗБУРЕННЯХ В ЕЛЕКТРИЧНИХ КОЛАХ

Проведено досл1дження роботи тяговог електроnередaчi дизель-погзда ДЕЛ-02 при появi збурень в електричних колах тягового твертора. Показано, що вмикання системи опалення, кондицюнування, компресорiв I т. т. збурюючi чинники не призводять до значних вiдхилень в колах тяговог електропередaчi дизель-погзда.

Ключов1 слова: динамжа, збурення, система автоматичного керування, тяговий твертор, потужтсть опалення, тягова електропередача.

ВСТУП

Накопичений досвщ експлуатацп дослщних дизель-по!зда ДЕЛ-02 та HOBi потреби у париях сершних зразюв дано! розробки вказали на необхщшсть удосконалення системи тягово! електропередач^ тдвищення ефектив-носп роботи (збшьшення прискорення руху дизель-по-!зда, отримання нормованих перехщних характеристик роботи тягово! електропередачi в умовах зовшшшх та параметричних збурень, тощо). Для тдвищення ефек-тивносп роботи необхвдно використовувати методи про-ектування та синтезу систем керування тяговою елект-ропередачею, що дозволяють отримати збiльшення прискорення руху дизель-по!зда, стiйкiсть системи керування до збурень та варiацi! параметрiв контурш тягово! елек-тропередачi в процеа роботи [1-3].

© Д. О. Кулагш, П. Д. Андр1енко, 2012

Одтею з характерних особливостей тягових електро-передач з автономними джерелами живлення [4], в яких з'являються специф1чт, властив1 лише даному класу систем вимоги, е обмежешсть потужносп джерела живлення. Дана особлив1сть вимагае спйко! роботи синтезо-вано! системи при появ1 збурень в електричних колах тягово! електропередач1, що живиться в1д автономного джерела живлення. Тому дослщження, присвячеш по-ведшщ електричних тягових передач, що живляться в1д автономних генератор1в, е актуальними.

Досв1д використання тягових привода з опорно-рам-ною тдаскою [6] показав, що наявтсть в таких приводах спещальних передавальних мехашзм1в та муфт з елас-тичними ланками зменшуе власш частоти кутових коли-вань привода, як1 перекривають д1апазон частот верти-