Универсальная тяговая электромеханическая трансмиссия дизель-электротранспорта с использованием сетевого питания на магистральных трассах Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

Универсальная тяговая электромеханическая трансмиссия дизель-электротранспорта

с использованием сетевого питания на магистральных трассах

Станислав РЕЗНИКОВ, д. т. н.

rezn@formatek.ru Александр СОКОЛОВ

Статья призывает транспортных специалистов вернуться к отвергнутой ранее электромеханической трансмиссии на базе дифференциального редуктора, двух электромашин и статического преобразователя частоты. Данный подход представляется вновь целесообразным, особенно на новом витке развития силовой полупроводниковой электроники, и в том числе — в связи с предлагаемыми авторами нетрадиционными схемотехническими решениями в построении статических преобразователей.

На дизельнотранспортных средствах наиболее часто используется механическая трансмиссия на базе регулируемой коробки передач или гидромеханического привода, которые считаются наиболее уязвимыми по надежности звеньями. Одним из эффективных способов повышения экологичности указанного транспорта и снижения расходов на топливо является совмещение на борту дизельных двигателей, работающих на периферийных трассах, с тяговыми электродвигателями, получающими на магистральных трассах питание через скользящие токоприемники от сетевых железнодорожных, трамвайных или троллейбусных проводов.

На рис. 1 в качестве наиболее характерного примера такого совмещения приведена тяговая схема универсального дизель-электро-

воза с электромеханической трансмиссией на базе регулируемой коробки передач (РКП), двух электромашин постоянного тока (М12) и силового реостатного контроллера с питанием от железнодорожной сети постоянного тока (±3±‘ кВ). Схема способна помимо режимов дизельной или электромашинной тяги обеспечить режимы резистивного или резистивно-рекуперативного торможения. Основным ее недостатком в аспекте надежности является наличие ступенчато регулируемой коробки передач или плавно регулируемого гидромеханического привода. В последние годы вместо электромашин постоянного тока и силового реостатного контроллера используются асинхронные двигатели с тяговым статическим преобразователем. Более рациональными считаются приводы, в кото-

рых преобразованию подвергается только доля энергии силовой установки, а большая ее часть в номинальном режиме передается непосредственно на рабочий выходной вал. Для этой цели в состав привода входит дифференциальный редуктор, разделяющий или суммирующий частоты вращения при сохранении приведенного вращающего момента.

В дифференциальных гидромеханических системах, получивших широкое применение, особенно в авиации, рабочий выходной вал в основном приводится во вращение при помощи механической передачи, а гидравлическая передача (гидронасос-гидромотор) только поддерживает его скорость постоянной или регулирует ее. Применение такой системы по сравнению с чисто гидравлической передачей, преобразующей всю энергию, позволяет повысить общий КПД системы приблизительно на 17-18% [1].

Дальнейшее повышение КПД и сокращение эксплуатационных затрат на гидропривод могут быть достигнуты путем сочетания дифференциального редуктора с электромеханической передачей на базе двух электромашин (система генератор-двигатель) [2-5]. В случае создания универсальной тяговой электромеханической трансмиссии дизель-электротранспорта с возможным сетевым питанием на магистральных трассах такая структура представляется наиболее рациональной ввиду многофункционального использования обеих электромашин:

1) Для регулирования скорости рабочего выходного вала при дизельной тяге.

2) Для обеспечения тяги при питании от сети.

3) Для резистивного или рекуперативного торможения.

+в± кВ

Рис. 1. Тяговая схема универсального дизель-электровоза с электромеханической трансмиссией на базе регулируемой коробки передач (РКП), электромашин постоянного тока (М12) и силового реостатного контроллера (СРК)

Рис. 2. Тяговая схема секции универсального дизель-электропоезда с электромеханической трансмиссией на базе дифференциального редуктора (ДР), двух синхронных машин (СМ12) и тягового статического преобразователя (ТСП)

4) Для электрозапуска двигателя от аккумуляторной батареи.

На рис. 2 приведена альтернативная тяговая схема секции универсального дизель-электропоезда с электромеханической трансмиссией на базе дифференциального редуктора (ДР), совмещающая принцип, изложенный в [1-3], со схемой питания синхронных машин (CMj 2) от высоковольтной сети через тяговый статический преобразователь (ТСП).

Схема работает следующим образом. Для простоты изложения примем условия: для первого редуктора (Р1): Юд = ю^д, = aCMi и Мд + ДМ = Мвх др = М, а для дифференциального редуктора (ДР): Юд = ю + Дю и Мх = = Мвых = МСщ = М. Запуск дизельного двигателя (ДД) производится с помощью стартер-ного режима второй синхронной машины (СМ2) с передачей вращающего момента Мст через первый редуктор (Р1) и муфту сцепления (МС). При этом первая синхронная машина (СМ1) работает либо в режиме холостого хода, либо в качестве вспомогательного стартера. Выходной вал дифференциального редуктора (ДР) и во втором случае заторможен, так как стартерный момент СМ1 (Мст) меньше приведенного к ДР момента сопротивления Мопр колесных пар (Мст< Мсопр); иначе для ускоренного запуска дизельного двигателя (ДД) понадобится дополнительное стопорное устройство или использование в стартерном режиме колодочных колесных тормозов. Питание синхронных машин в стартерном режиме осуществляется от аккумуляторной батареи (АБ) через тяговый статический преобразователь (ТСП).

Режим тяги при начале движения и последующем разгоне транспорта осуществляется с помощью дизельного двигателя. При этом роль машин СМ1 и СМ2, а также преобразователя ТСП сводится к регулированию, в частности, к стабилизации вращающих моментов на валах ДР (М = const). Это достигается регулированием «квазиреактивной» мощно-

сти, циркулирующей по замкнутому контуру: СМ2-ТСП-СМ1-ДР-Р1-СМ2 (в указанном или обратном направлении). Одна из электромашин работает при этом в генераторном режиме, а другая — в двигательном. Регулирование вращающего момента на валу СМ1, а следовательно, и всех моментов на валах ДР, осуществляется путем регулирования рабочих углов 8 машин СМ12 при формировании синусоидальных напряжений на выходах ТСП.

В режиме торможения обе машины переводятся в режим генерирования, а кинетическая энергия транспорта рассеивается в тормозном резисторе (Ит) и частично (до 20%) — через компрессионные потери ДД. При этом часть энергии можно накапливать в маховых массах вала ДД (в «кинетическом накопителе»).

При питании от сети постоянного тока через токоприемник ТП и устройство заземления УЗ муфта сцепления (МС) и ДД выключаются, а разгон и торможение транспорта осуществляется с помощью обеих электромашин (СМ12), работающих в режиме двигателей и генераторов соответственно. При этом реализуется и режим рекуперативного торможения в широком скоростном диапазоне.

Возвращение к приведенной, известной в принципе кинематической схеме и функциональной структуре становится рациональным на новом витке развития элементной базы силовой полупроводниковой электротехники, с использованием высоковольтных, сильноточных, относительно высокочастотных ЮВТ-транзисторов и ЮСТ-тиристоров. Их появление и широкое использование позволяет находить и принципиально новые схемотехнические решения в построении статических преобразователей [6, 7].

Благодаря использованию дифференциального редуктора удается в несколько раз сократить объем и стоимость статических преобразователей по сравнению со схемой электрической трансмиссии [8].

Рис. 3. Структурная схема тягового статического преобразователя на базе активного делителя напряжения (АДН) и инверторов синусоидального напряжения (ИСН)

На рис. 3 приведена предложенная и запатентованная авторами структурная схема тягового статического преобразователя на базе активного делителя напряжения (АДН) и четырех инверторов синусоидального напряжения (ИСН) [6, 7]. Самовыравнивание напряжений на конденсаторных звеньях С1 и С2, а также С3 и С4 осуществляется попарно благодаря трансформаторной связи выходов ИСН1 и ИСН2, а также ИСН3 и ИСН4 с помощью якорных обмоток синхронных машин СМ1 и СМ2 соответственно. Напряжения на средних звеньях С2 и С3 выравниваются с помощью активного делителя напряжения (АДН), схема которого приведена на рис. 4. В этой схеме попарное выравнивание напряжений на соседних звеньях емкостного делителя производится с помощью обратимых инвертирующих ШИМ-регуляторов на базе ЮВТ-транзисторов. Эти же регуляторы выполняют функцию передачи энергии от одной синхронной машины к другой (рис. 2).

На рис. 5 приведена схема обратимого трехфазного инвертора синусоидального напряжения, реализующая с помощью тех же инвертирующих ШИМ-регуляторов принцип «плавающих потенциалов» в емкостном

ш

вых'

ш, - Дш,

Рис. 5. Схема трехфазного инвертора синусоидального напряжения

делителе напряжения. Подробно схема и ее работа описаны в [8]. Она позволяет реализовать обратимую взаимосвязь каналов питания постоянного и переменного тока с высокой массо-энергетической эффективностью (без дополнительных фильтров) и высоким качеством электроэнергии. При этом обеспечивается регулирование фазы, частоты и амплитуды синусоидального напряжения.

На начальной стадии проектирования вышеописанной трансмиссионной системы (рис. 2) одним из существенных вопросов является выбор рабочей точки для средней частоты вращения выходного вала дифференциального редуктора. Предлагается упрощенная методика такого выбора. Для этого обратимся к упрощенной расчетной структуре трансмиссии (рис. 6). Примем, как и ранее, что моменты на всех валах ДР равны между собой. В этом случае ДР описывается уравнениями:

го вала ДР в пути после разгона транспорта;

ювых.р = 0,5(ювых тах + тіп) средняя част°-

та вращения выходного вала ДР; ю = ю Ысср /ю1 — коэффициент, характеризующий искомую рабочую точку системы, то есть относительная средняя частота вращения выходного вала ДР; М1 = М/і1 — момент на валу СМ1.

Из приведенных выражений определим минимальные и максимальные значения частот вращения и моментов:

_ 2(00),

1 + к

/

м.

Аа)шіп=ю1

вых. max

_ 2£ö)öj, 1 + к

1-

2ю 1 + k

: До) =to,

’ шах 1

( \ 2 к(й ~Т+к

со„

РдО + к)

2кощ

; мш*=

рд(\+к)

2ощ

Мвых = М1 = М2 = М

Примем следующие обозначения: 11 = Дю'/ /-Дю — коэффициент редукции повышающего редуктора; к = ювых.шах/ю выхшт — кратность изменения частоты вращения выходно-

со,

1 + £ ,

, (.Щ + ттсп) m2^2n

2щ

, (2)

где т1, т2, тТСП (кг/Н-м) — относительные массы СМ1, СМ2 и ТСП соответственно. Выражение для М1 можно получить из уравнения баланса мощностей:

М 1ю 1 = МДю,

откуда получаем:

, Асо М1 - М—— - —

оол,

. (3)

ветствует границам рабочего диапазона изменения ювых и может равняться:

д л’

М і =—^г

или (4)

(1)

где Рд — номинальная мощность двигателя.

Для упрощения выражений без существенного снижения их точности условно примем, что КПД СМ1, СМ2 и ТСП равен 100%. Индексы min и max в обозначениях Дюш;п и Дютах являются условными (просто крайними), поскольку в зависимости от режима работы ДютЬ может превышать Дютах и наоборот.

Установленную массу электрооборудования трансмиссионной системы оценим следующим образом. Поскольку электромагнитный момент электрической машины пропорционален ее объему, с достаточной степенью точности можно считать, что ее установленная масса также пропорциональна моменту. Поскольку установленная мощность ТСП приблизительно пропорциональна протекающему по нему максимальному току, который в свою очередь пропорционален электромагнитному моменту машины, то можно установленную массу электрооборудования системы представить в следующем виде:

G = imax + m2M2max тТСПМ 1max

или с учетом (1):

(OiZo

л/r'

М j = —=-

“ (0,1,

1-

1 + к

1-

2оо 1 + к

2к<Ь

Из (2) видно, что с увеличением коэффициента редукции ц установленная масса электрооборудования снижается. Максимальное значение ц ограничивается двумя параметрами: максимальной частотой вращения вала и предельной окружной скоростью ротора СМ1. Выражение для коэффициента редукции при ограничении частоты вращения вала СМ1 имеет следующий вид:

Асо'

to -Асо

(5)

где Дю — заданная максимальная частота вращения вала СМ1. При ограничении предельной окружной скорости ротора СМ1 значение коэффициента редукции может быть получено следующим образом. Электромагнитная мощность синхронной машины определяется выражением:

S = D гХиа,

(6)

где В — диаметр расточки статора; X = 1/В — конструктивный коэффициент; 1 — активная длина статора; п — частота вращения ротора, об/мин; а — коэффициент использо-

Рис. 7. Обобщенная зависимость массы электрооборудования трансмиссии от выбора рабочей точки

вания. Учитывая, что линейная скорость ротора V = 0,5Дю'В, момент на валу СМ1 будет

М[ =

240у3А,о лАй)'3 .

(7)

Из (7) определяем момент на валу ДР:

240у3Хст

М=М[ц-

тгсо,3«,2

(8)

Приравнивая выражения (8) и (1) при минимальной и максимальной частоте вращения ювых, получаем для коэффициента редукции:

\ + к 480*01^* (Ь

®1 1 ( V

71 Рд ю 8* 1 гг* 1

V У

г, =

при ювых = ювых.тах; 1 + к

(9)

480А,(ТУ3реаА:й)

71Р,

Г \3

2ю-А-1

V ,

при ювых = ю вых. тіп,

(10)

где vпрeд — предельная линейная скорость ротора.

Таким образом, сначала і1 определяется из (6). Затем проверяется значение линейной скорости ротора СМ1 по следующим выражениям, полученным из (9) и (10):

2к(Ь-1-к

пРді№

480юА,а£(1 + £)

2<Ь-\-к

480о>Ахт(1 + &)

. (11)

Если Усм превышает предельное значение Упре-д, то значение коэффициента редукции определяется по выражениям (9), (10), принимая при этом наименьшее значение из них.

Значение ¡2 выбирается либо по предельной частоте вращения или линейной окружной скорости ротора СМ2, либо исходя из требований, определяемых специальными режи-

мами работы системы (например, стартер-ным или тормозным).

На рис. 7 представлена приближенная обобщенная расчетная зависимость О = / (ю) при различных реальных сочетаниях исходных данных (Рд, Ш1 = Ш2, шТСп, Ю1, к, ДюШах, ¡2, X, а, УпреЗ). Из нее следует, что оптимальной рабочей точкой является ю = 1; то есть при изменении частоты выходного вала ДР от минимальной до максимальной частота вращения СМ1 Дю изменяется от некоторого положительного значения до такого же по абсолютной величине отрицательного значения. ■

Литература

1. Бертинов А. И. Авиационные электрические генераторы. М.: ОборонГИЗ, 1959.

2. Сиднев И. М. Электроснабжение летательных аппаратов. М.: Транспорт, 1982.

3. Брускин Д. Э., Коробанов Н. Т. и др. Основы электрооборудования летательных аппаратов. Том I. М.: Высшая школа, 1978.

4. Бочаров В. В., Грачев Л. Н., Кондаков Л. И., Резников С. Б., Смирнов С. В., Токарь И. И. Анализ массоэнергетических показателей систем генерирования с электромеханическим приводом постоянной частоты вращения // Электричество. 1988. № 3.

5. Бертинов А. И., Бочаров В. В., Кондаков Л. И., Мизюрин С. Р., Резников С. Б., Смирнов С. В., Токарь И. И. Перспективы развития автономных систем генерирования переменного тока стабильной частоты // Электричество. 1988. №10.

6. Патент РФ на полезную модель № 33274 от 10.09.2003. Обратимый импульсный преобразователь постоянных напряжений / Резников С. Б., Молочников А. Ю.

7. Патент РФ на полезную модель №37293 от 10.04.2004. Преобразователь постоянного напряжения с конденсаторным делителем / Белащенко М. Д., Ламанов А. В., Резников С. Б., Савенков А. И.

8. Резников С., Булеков В., Болдырев В., Бочаров В. Новый принцип обратимого выпрямительноинверторного преобразования с ШИМ-коррек-цией мощности // Силовая электроника. 2005. № 1.

9. Резников С., Чуев Д., Савенков А. Новая структура универсальной тяговой схемы дизель-электропоезда с импульсным регулированием и защитой от перенапряжений // Силовая электроника. 2005. № 3.