CC BY
63
УДК 62-8
ВЛИЯНИЕ ВИДА МОДУЛЯЦИИ АВТОНОМНОГО ИНВЕРТОРА НАПРЯЖЕНИЯ НА ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ АСИНХРОННОГО ТЯГОВОГО ПРИВОДА
© 2006 г.
П.Г. Колпахчьян
Одним из важных вопросов, возникающих при разработке электроподвижного состава (ЭПС) с асинхронными тяговыми двигателями (АТД), является выбор типа и схемного решения преобразователя частоты и числа фаз. В настоящее время для этой цели, как правило, используется автономный инвертор напряжения (АИН) на который возлагаются функции регулирования не только частоты, но и величины выходного напряжения, что достигается применением различных видов модуляции. Наиболее перспективной полупроводниковой элементной базой преобразователей для ЭПС являются модули транзисторов 1ОВТ. Ожидается, что в новых разработках запираемые тиристоры ОТО будут полностью вытеснены, так как преобразователи с /ОВТ-транзисторами лучше с точки зрения стоимости, надежности, габаритов и массы соответствующих систем с ОТО-тиристорами [1].
В настоящее время наиболее распространены силовые 1ОВТ- модули с параметрами 3300 В, 1200 А и 6500 В, 600 А. Основные варианты схем преобразователей (автономных инверторов) на их базе приведены на рис. 1.
При использовании приборов с заявленным напряжением 6500 В оптимальным вариантом является схема двухуровневого АИН (рис. 1а), так как она является наиболее простой, содержит наименьшее число полупроводниковых элементов и обеспечивает наибольшую надежность. При этом АТД имеет одну трехфазную обмотку. При использовании 1ОВТ-модулей с заявленным напряжением 3300 В возможен вариант питания АТД с двумя трехфазными обмотками от двух двухуровневых АИН (рис. 16). Также возможно использование трехуровневого АИН и АТД с одной трехфазной обмоткой (рис. 1в).
Формирование выходного напряжения двух- и трехуровневого АИН может быть выполнено с помощью различных способов модуляции. Частота и вид модуляции выходного напряжения во многом определяют энергетические и регулировочные показатели системы «АИН - АТД». Наибольшее распространение получили широтно-импульсное регулирование (ШИР), синусоидальная широтно-импульсная модуляция (СШИМ) [3], пространственно-векторная широтно-импульсная модуляция (ПВШИМ) [3, 4].
Для оценки указанных выше способов формирования выходного напряжения АИН проведен комплексный анализ влияния различных вариантов модуляции на пульсации электромагнитного момента АТД, потери в СПП и АТД при различных вариантах по-
строения схем преобразовательных установок. Исследования выполнены с использованием разработанных математических моделей приведенных на рис. 1 вариантов систем «АИН - АТД». В качестве нагрузки преобразовательной установки используется тяговый двигатель типа НТА-1200, поскольку его предполагается использовать для вновь проектируемых ОАО «ВЭлНИИ» электровозов с АТД. При моделировании использовались положения, изложенные в [2].
Рис. 1. Схемы преобразователей для питания АТД: а - двухуровневый АИН; б - два двухуровневых АИН, питание АТД по схеме с «двойной звездой»; в - трехуровневый АИН
а
б
в
С использованием созданных математических моделей был выполнен ряд численных экспериментов и рассчитаны пульсации электромагнитного момента на валу АТД. На рис. 2 показаны зависимости коэффициента пульсаций момента АТД от частоты модуляции АИН для разных видов модуляции выходного напряжения.
0,50
0,25------
500 1000
1500
2000
2500 f, Гц
0,50
0,25
500 1000
1500
2000
2500 f, Гц
р, кВт
57,5
55,0
52,5
55,0
Б1П
_1_
_4_
_1_
500 1000
1500
в
2000 2500 f, Гц
Рис. 2. Потери в АТД и коэффициент пульсаций момента при питании от инвертора: а - пульсации момента, двухуровневый АИН; б - пульсации момента, трехуровневый АИН; в - потери в АТД
Установлено, что применение ШИР приводит к появлению в спектре электромагнитного момента на валу АТД гармоник ряда 6/1 значительной величины,
что увеличивает коэффициент пульсаций и на низких частотах работы инвертора приводит к появлению гармоник в области собственных частот механической части. Для других типов модуляции гармоники этого ряда отсутствуют, а наиболее проявляющиеся гармоники пропорциональны частоты модуляции.
При частоте выходного напряжения около номинальной и выше применение ПВШИМ позволяет получить большее (на 10 ^ 15 %) значение основной гармоники выходного напряжения с меньшими искажениями и, как следствие, лучшую форму электромагнитного момента АТД.
Поэтому с точки зрения получения наилучшего спектрального состава момента АТД и меньшего коэффициента его пульсаций в зоне малых и средних частот выходного напряжения АИН возможно применение как СШИМ, так и ПВШИМ. В области частот около номинальной целесообразно применение ПВШИМ.
Аналогичные результаты были получены для случая питания АТД от трехуровневого АИН. Зависимость коэффициента пульсаций момента АТД для трехуровневого АИН с СШИМ и ПВШИМ имеет тот же характер, что и для двухуровневого, но меньше по величине (примерно в два раза) из-за лучшего спектрального состава момента.
Для оценки влияния вида и частоты модуляции на величину потерь в АТД было выполнено определение потерь при его питании от АИН с ШИР, СШИМ и ПВШИМ. Определение потерь проводилось с использованием методики, приведенной в [5]. Зависимость потерь от частоты модуляции показана на рис. 2. Анализ полученных результатов показал, что электрические и магнитные потери от основной гармоники, механические и дополнительные потери практически не зависят от вида и частоты модуляции и соответствуют потерям при питании синусоидальным напряжением (линия <«1п» на рис. 2).
Магнитные потери от высших гармоник не превышают 1^2 % потерь от основной гармоники (менее 1 % от общих потерь) и не дают существенного вклада в потери от высших гармоник (модуляционные). Основной составляющей модуляционных потерь в АТД являются электрические потери. На частоте 50 Гц при низкой частоте модуляции (150 Гц) они достигают 16 % потерь от основной гармоники (9 % от общих потерь). При этом к.п.д. снижается на 0,6 % по сравнению со случаем питания АТД синусоидальным напряжением. Для СШИМ и ПВШИМ при увеличение частоты модуляции потери от высших гармоник имеют близкие значения и уменьшаются примерно пропорционально квадрату ее роста и уже при 500 ^ 600 Гц практически не влияют на величину общих потерь в АТД.
Для тех же видов модуляции выполнен расчет потерь в СПП преобразовательных установок для случаев питания АТД от двух-, трехуровневого АИН и по схеме с двойной звездой. Для расчета потерь использована методика, рекомендуемая производителями. Считается, что общие потери в ЮВТ-тртзисторе (№ювт) складываются из потерь от протекающего тока (статические потери и потерь на коммутацию (динамические потери
а
k
п
0
б
0
1 T
WIGBT = WS + WD = TI 'C (* )UCE SAT (C (t) )dt"
T П
T
N
E Won ,j=i
C ON j
M
) +E Won k=1
C OFF k
где uCE SAT (iC) - зависимость напряжения «коллектор -эмиттер» IGBT-транзистора от тока коллектора, определяемая по характеристике насыщения; WON (iC) и W0ff (iC) - зависимости потерь на включение и выключение IGBT-транзистора от тока коллектора; iC ONj и iC OFF к - значения токов коллектора IGBT-транзистора в моменты включения и выключения за один период выходного напряжения АИН; N и M -количество включений и выключений IGBT-тран-зистора за один период выходного напряжения АИН.
Указанные выше характеристики для рекомендованных параметров управления и стандартных условий работы предоставляются производителями модулей. Погрешность определения потерь с использованием этой методики не превышает 5 - 10 %, что достаточно для практических расчетов.
На рис. 3 приведены кривые тока IGBT-модуля одного из плеч двухуровневого АИН при использовании СШИМ (рис. 3а) и ПВШИМ (рис. 36). Положительный ток соответствует протекающему через транзистор, отрицательный - через обратный диод.
Поскольку амплитуда фазного тока тягового двигателя НТА-1200 равна 530 А, с возможностью его кратковременного увеличения до полуторакратного, расчетное значение тока плеча инвертора составляет 795 А. С учетом рекомендуемого запаса IGBT-модули должны выбираться на ток 1000 - 1200 А. Принято, что в расчете на один АТД в плече трехуровневого АИН (рис. 1е) и двухуровневых АИН и АТД с двумя трехфазными обмотками (рис. 16) используется по одному IGBT-модулю MBN1200G33A (3300 В, 1200 А) производства Хитачи (Hitachi). В двухуровневом АИН и АТД с одной трехфазной обмоткой (рис. 1а) возможно применение IGBT-модулей FZ600R65KF1 (6500 В, 600 А) производства Сименс (Siemens) по два параллельно соединенных в плече.
Для приведенных на рис. 1 вариантов схем преобразователей были проведены расчеты тока в плечах АИН при разной частоте модуляции и частоте выходного напряжения 50 Гц. Параметры регулирования выбирались таким образом, чтобы АТД работал с номинальным током и номинальным моментом. В таблице приведены результаты расчета потерь в IGBT-модулях для одного из значений частоты модуляции (1350 Гц и 1500 Гц), обеспечивающей необходимое качество выходного напряжения и управляемость АТД.
Анализ полученных результатов показал, что статические потери различаются незначительно, так как они определяются одинаковым действующим значением тока через модуль.
Динамические потери определяются количеством переключений приборов за один период выходного напряжения. Для ШИР и СШИМ оно определяется отношением частоты модуляции к частоте выходного напряжения, причем одна половина токовых импуль-
сов проходит через транзистор модуля, а другая -через обратный диод (рис. 3а). При использовании ПВШИМ принцип формирования выходного напряжения позволяет исключить переключения в зонах 60°эл. для транзистора и диода (рис. 3б), что приводит к значительному снижению динамических потерь из-за уменьшенного почти на треть по сравнению с ШИР и СШИМ количества переключений. Потери также уменьшаются за счет того, что области отсутствия коммутаций приходятся на те участки, где ток через модуль наибольший. По указанным выше причинам, ПВШИМ является наилучшей с точки зрения минимизации потерь в преобразовательных установках.
I, А
500 250 0
-250 -500 -750
I, А 500 250 0
-250 -500 -750
0,005 0,010 а
0,015
t, с
Т
т
г
|с
щ
0 0,005 0,010
б
0,015
L с
Рис. 3. Ток 1ОВТ-модуля плеча двухуровневого АИН: а - СШИМ; б- ПВШИМ
Для рассматриваемых схем наибольшую величину имеют потери при питании АТД от двухуровневого АИН, что связано со значительно большими динамическими потерями в модулях на 6500 В по сравнению с ЮВТ-модулями на 3300 В. Потери при питании АТД с двумя обмотками на статоре и от трехуровневого инвертора, собранных на однотипных модулях, отличаются незначительно. Снижение общих потерь для трехуровневого АИН связано с уменьшением динамических потерь за счет меньшего общего количества переключений ЮБТ-модулей. Несмотря на то, что потери в крайнем и среднем модулях плеча распределены неодинаково, в наиболее загруженном крайнем модуле потери все же меньше, чем для схемы с питанием АТД по схеме с «двойной звездой». Однако в облас-
0
ти малых частот выходного напряжения при незначительном изменении общих потерь их распределение меняется в сторону уменьшения разницы между модулями (из-за особенностей реализации пространственно-векторной ШИМ [4]), что необходимо учитывать при проектировании системы охлаждения.
На рис. 4 показаны зависимости от частоты модуляции потерь в преобразовательных установках при частоте выходного напряжения 50 Гц.
Увеличение частоты модуляции приводит к некоторому снижению статических потерь за счет улучшения формы фазных токов АТД и росту динамических потерь, которые являются определяющими. При частотах модуляции 1000 - 2000 Гц общие потери на одно плечо преобразователя составляют: ([1,34x2] --[2,28x2]) кВт для двухровневого АИН с /ОБТ-модулями на 6500 В; ([0,96 - 1,50]х2) кВт двух двухуровневых АИН с /ОБТ-модулями на 3300 В; ([0,92+0,58+0,53] - [1,41+0,58+0,67]) кВт для трехуровневого АИН с /ОБТ-модулями на 3300 В. Для трехуровневого АИН необходимо учитывать, что несмотря на меньший общий уровень потерь, они распределены по модулям неравномерно (разница может составлять 30 - 40 %). Отмеченные различия численных значений потерь должны учитываться при создании систем охлаждения АИН с разными схемами.
Изменение частоты выходного напряжения не оказывает существенного влияния на величину потерь. Если частота модуляции остается неизменной, потери при номинальной частоте вращения отличаются не более чем на 10 % от потерь в зоне малых частот. Можно отметить небольшой рост общих потерь при увеличении частоты вращения из-за ухудшения формы фазного тока АТД.
Анализ полученных результатов показывает, что выбор частоты модуляции АИН должен производиться с учетом одновременного удовлетворения требованиям двух взаимно противоречивых критериев: с одной стороны, увеличение частоты модуляции улучшает динамические свойства асинхронного тягового электропривода, снижает пульсации момента и потери в АТД, но, с другой стороны, увеличивает потери в СПП инвертора. На указанные показатели также влияет способ формирования выходного напряжения.
Поэтому для определения частоты модуляции необходимо рассматривать взаимно противоречивые критерии качества регулирования: «потери в СПП -коэффициент пульсаций момента».
С учетом возможностей применяемых в настоящее время систем охлаждения от одного ЮБТ-модуля возможно отвести не более 2 кВт потерь, что составляет 24 кВт на один преобразователь. С точки зрения допустимых воздействий на элементы тяговой передачи величина пульсаций электромагнитного момента не должна превышать 20 %. Эти величины использовались в качестве ограничений области допустимых значений по первой паре критериев на диаграммах «потери в СПП преобразователей - коэффициент пульсаций момента», приведенных на рис. 5.
р, кВт
50---
25 ---
500 1000
1500
2000
2500 f, Гц
Р, кВт
50
25
500 1000
1500 б
2000
2500 f, Гц
Р, кВт
50
25
500 1000 1500 2000 2500 f, Гц
Рис. 4. Потери в СПП преобразователей при использовании различных видов модуляции выходного напряжения: а - двухуровневый АИН; б - питание АТД по схеме с «двойной звездой»; в - трехуровневый АИН
Анализ полученных диаграмм показывает, что при питании от трехуровневого АИН обеспечение требуемого уровня пульсаций момента АТД может быть достигнуто при величине потерь в преобразователе, намного меньшей предельно допустимой (порядка 24 кВт) для любого вида модуляции.
В случае питания АТД от двухуровневого АИН, обеспечение того же уровня пульсаций момента и допустимого уровня потерь возможно только при
0
а
0
0
в
использовании предлагаемых алгоритмов переключения СПП, реализующих принципы ПВШИМ.
р, кВт
50
25
р, кВт
50
- ШИР
- СШИМ
- пвшиМ-
25
Р, кВт
50
25
- СШИМ
- ПВШИМ
для прекращения буксования в случае его возникновения. По оценкам [6, 7] некомпенсированная постоянная времени регулирования момента должна быть не более 3 - 5 мс в зависимости от типа механической части локомотива и параметров АТД. Для получения требуемого быстродействия асинхронного тягового электропривода частота модуляции АИН должна быть не ниже 800 + 1000 Гц.
Рис. 5. Зависимость потерь в СПП преобразователей от коэффициента пульсаций момента: а - питание АТД от двухуровнего АИН; б - питание АТД по схеме с «двойной звездой»; в - питание АТД от трехуровневый АИН
Поскольку параметры быстродействия системы автоматического регулирования АТД зависят от частоты модуляции АИН, ее окончательный выбор должен производиться с учетом требований к динамическим свойствам асинхронного тягового электропривода. В частности, регулирование момента АТД необходимо осуществлять без колебаний и перерегулирования, а его быстродействие должно быть достаточным
Р, кВт
50
25
V
"Г"
- ШИР ■ СШИМ --ПВШИМ
Р = 24 кВт
Р, кВт
50
25
Г , тэм= 4 мс : 1 ! ^ ■ 1 ...
^ —^ ШИР ^ — СШИМ ПВТТТИМ -
1 1 V | \ ^jW/if/jTjUjiüVjrj«. ; ' Р = 24 кВт ■
у Ч 1 \ 4j I bL=; V.J....
0,25
0,5
Р, кВт
50
25
У^ГгПГгУУг-!
I
СШИМ — ПВШИМ
Р = 24 кВт
и
0,25
0,5
Рис. 6. Зависимость потерь в СПП преобразователей от некомпенсированной постоянной времени регулирования момента АТД: а - питание АТД от двухуровнего АИН; б - питание АТД по схеме с двойной звездой; в - питание АТД от трехуровневого АИН
Поскольку увеличение частоты модуляции приводит к росту потерь в СПП, ее определение необходимо производить с учетом еще одной пары противоречивых критериев: «потери в СПП - быстродействие
тэм= 4 мс
0
а
0
а
0
б
0
Тэм мс
б
Тэм= 4 мс
0
в
0
Тэм мс
в
регулирования момента». На рис. 6 приведены диаграммы «потери в СПП преобразователей - постоянная времени регулирования момента», соответствующие этой паре критериев. В качестве ограничения области допустимых значений использовалась постоянная времени регулирования момента 4 мс (соответствует частоте модуляции 800 Гц).
Как видно из приведенных на рис. 6 результатов, частота модуляции инвертора, определенная из условия обеспечения требуемого быстродействия регулирования, может быть реализована для всех трех вариантов схем питания при использовании всех видов модуляции (ШИР, СШИМ, ПВШИМ). Однако применение ПВШИМ, кроме того, позволяет значительно снизить потери в преобразователе (до 30 ^ 35 %).
В результате сравнения значений частоты модуляции, полученных по критериям допустимого уровня пульсаций момента и обеспечения быстродействия регулирования с учетом потерь в СПП, обосновано, что ее величина должна быть в диапазоне 1000 ^ 1500 Гц. При выборе этого значения определяющим является критерий обеспечения требуемого уровня пульсаций момента. Особенно это проявляется для тех вариантов схем питания АТД, где применяется двухуровневый АИН.
Анализ полученных результатов показал, что системы питания АТД, отвечающие указанным выше требованиям, могут быть созданы как с использованием ЮВТ-модулей на 3300 В, так и на 6500 В. Однако использование модулей на более высокое напряжение не приводит к уменьшению их количества в составе преобразовательной установки по сравнению со схемой с двойной звездой, поскольку, как отмечено выше, в плече их должно быть два параллельно соединенных модуля. Больший уровень динамических потерь в таких модулях увеличивает общие потери, что повышает требования к системе охлаждения. Однако АТД, питаемый от двухуровневого инвертора, имеет традиционное исполнение с одной трехфазной обмоткой на статоре, что упрощает его конструкцию.
Применение трехуровневого АИН позволяет использовать ЮВТ-модули на напряжение 3300 В и АТД в традиционном исполнении. Уровень потерь в нем несколько меньше, чем в схеме с «двойной звездой», но из-за особенностей формирования выходного напряжения система охлаждения должна быть рассчитана на одинаковый отвод тепла от всех модулей, что
делает ее сопоставимой с системой охлаждения преобразовательной установки по схеме с двумя двухуровневыми АИН. К его особенностям можно отнести увеличение массогабаритных показателей из-за наличия шести дополнительных диодов.
В заключение следует отметить, что все рассмотренные варианты схем преобразователей с 1ОВТ-модулями для питания АТД обеспечивают выполнение предъявляемых технических требований. Выбор конкретной схемы и конструктивных решений, в том числе по системе охлаждения, в конечном счете определяются разработчиком на основе имеющегося опыта и наличия в его распоряжении соответствующей элементной базы и материалов.
Литература
1. Ласка Б. Развитие тяговых преобразователей на транзисторах юбт // Железные дороги мира. 2003. № 11. С. 32 - 39.
2. Бахвалов ЮА., Зарифьян АА., Кашников В.Н., Колпахчьян П.Г. и др Моделирование электромеханической системы электровоза с асинхронным тяговым приводом М., 2001.
3. Поздеев А.Д. Электромагнитные и электромеханические процессы в частотно--регулируемых асинхронных электроприводах. Чебоксары, 1998.
4. Перфильев К.С., Романов И.В., Бабков Ю.В. Алгоритм векторного управления тяговым электроприводом с трехуровневым инвертором напряжения // Состояние и перспективы развития электроподвижного состава: Материалы iv Междунар. науч.-техн. конф., 17-19 июня 2003 г. Новочеркасск, 2003. С. 126-127.
5. Колпахчьян П.Г., Захаров В.И. Потери в асинхронном тяговом двигателе при питании от преобразователя частоты и числа фаз // Вестн. ВЭлНИИ. 2005. № 1(48). С. 78-88.
6. Тулупов В.Д. Автоматическое регулирование сил тяги и торможения электроподвижного состава. М., 1978.
7. Литовченко В.В., Шаров В.А., Петров П.Ю. Быстродействие тягового электропривода - резерв повышения тяговых свойств локомотивов // Материалы vi Междунар. науч.-техн. конф., посвященной 100-летию Моск. гос. унта путей сообщ. (МИИТ) «Проблемы развития локомоти-востроения», Москва 28 - 31 октября 1996 г. М., 1996.
Южно-Российский государственный технический университет
(Новочеркасский политехнический институт) 6 марта 2006 г.
