Влияние бортовых компенсирующих устройств на энергетические показатели качества электровозов переменного тока тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.09.03, кандидат наук Гарбузов Илья Игоревич

• Гарбузов Илья Игоревич
• кандидат наук
• 2016

Оглавление диссертации кандидат наук Гарбузов Илья Игоревич

ВВЕДЕНИЕ

1 АНАЛИЗ ВЫПОЛНЕННЫХ РАБОТ. ПОСТАНОВКА ЦЕЛИ И ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ

1. 1 Основные энергетические показатели качества электровозов переменного тока

1.2 Анализ работ по моделированию электромагнитных

и электромеханических процессов, происходящих электрической железной дороге переменного тока

1.3 Способы компенсации реактивной мощности в системе тягового электроснабжения

2 МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ СИСТЕМЫ ТЯГОВОГО ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ С ДВУХПУТНЫМ УЧАСТКОМ ТЯГОВОЙ СЕТИ

И ДВИЖУЩИМИСЯ ПО УЧАСТКУ ЭЛЕКТРОВОЗАМИ

2.1 Выбор программно-аппаратной базы для моделирования

2.2 Алгоритмы, реализуемые в блоках модели электрической

железной дороги переменного тока

2.2.1 Общий вид модели

2.2.2 Модель тяговой сети с переменными сопротивлениями

2.2.3 Блок-решатель уравнения движения поезда

2.2.4 Блок учета потерь в тяговом электродвигателе

2.2.5 Блоки расчета активной, реактивной и полной мощностей,

а так же учета расхода энергии на тягу поезда

2.2.6 Блоки определения энергетических показателей качества

2.3 Структурные схемы устройств компенсации реактивной мощности (КРМ)

2.3.1 Структурная схема переключаемого КРМ

2.3.2 Структурная схема управляемого КРМ

2.4 Выводы по главе

3 РЕЗУЛЬТАТЫ МОДЕЛИРОВАНИЯ РАБОТЫ ЭЛЕКТРОВОЗОВ 2ЭС5К И 3ЭС5К В РАЗЛИЧНЫХ РЕЖИМАХ ЭКСПЛУАТАЦИИ

3.1 Методика моделирования

3.2 Работа двух электровозов 2ЭС5К с типовой силовой схемой

на консольном участке фидерной зоны

3.3 Работа на консольном участке фидерной зоны двух электровозов 2ЭС5К, оборудованных переключаемыми КРМ

3.4 Работа на консольном участке фидерной зоны двух электровозов 2ЭС5К, оборудованных управляемыми КРМ

3.5 Работа двух электровозов 3ЭС5К с типовой силовой схемой и оборудованных управляемыми КРМ на консольном участке

фидерной зоны

3.6 Работа двух электровозов 3ЭС5К с типовой силовой схемой

и оборудованных управляемыми КРМ при двухстороннем питании фидерной зоны

3.7 Выводы по главе

4 РЕЗУЛЬТАТЫ МОДЕЛИВРОВАНИЯ ДВИЖЕНИЯ ЭЛЕКТРОВОЗОВ ПО УЧАСТКУ С ТИПОВЫМ ПРОФИЛЕМ

4.1 Методика моделирования

4.2 Движение по участку двух электровозов 2ЭС5К с типовой силовой схемой без применения рекуперативного торможения

4.3 Движение по участку двух электровозов 2ЭС5К с типовой силовой схемой и применением рекуперативного торможения

4.4 Движение по участку двух электровозов 2ЭС5К, оборудованных управляемыми КРМ

4.5 Выводы по главе

5 ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПРИМЕНЕНИЯ КОМПЕНСИРУЮЩИХ УСТРОЙСТВ НА Э. П. С

5.1 Расчет стоимости оборудования управляемого КРМ

5.2 Оценка экономической эффективности применения управляемого

КРМ на электровозе

5.3 Выводы по главе

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ А Профили пути, используемые для тяговых расчетов

ПРИЛОЖЕНИЕ Б Программные блоки задания режима работы электровоза

ПРИЛОЖЕНИЕ В Параметры элементов силовой цепи электровоза 2ЭС5К

ПРИЛОЖЕНИЕ Г Модель тяговой сети с переменными сопротивлениями

ПРИЛОЖЕНИЕ Д Блок решения уравнения движения поезда

ПРИЛОЖЕНИЕ Е Блок учета потерь в тяговых двигателях

ПРИЛОЖЕНИЕ Ж Блоки расчета активной, реактивной и полной мощностей,

а так же учета расхода энергии на тягу поезда

ПРИЛОЖЕНИЕ И Блоки определения энергетических показателей качества

ПРИЛОЖЕНИЕ К Модель переключаемого КРМ

ПРИЛОЖЕНИЕ Л Модель управляемого КРМ

ПРИЛОЖЕНИЕ М Амплитудные спектры электромагнитных процессов в тяговой сети при работе двух электровозов 2ЭС5К на консольном участке.. 221 ПРИЛОЖЕНИЕ Н Результаты моделирования движения электровозов по участку с типовым профилем

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Влияние бортовых компенсирующих устройств на энергетические показатели качества электровозов переменного тока»

ВВЕДЕНИЕ

Железные дороги играют огромную роль в экономике Российской Федерации. На них приходится более половины общего грузооборота и треть пассажирских перевозок. Требования, предъявляемые к железным дорогам, становятся все более высокими, поэтому они должны быть оснащены самой совершенной техникой на базе последних научно-технических разработок. В условиях дефицита финансовых средств Российское Агентство Железнодорожного Транспорта разработало и осуществляет специальную программу повышения эффективности работы железнодорожного транспорта, одной из главных задач которой является снижение эксплуатационных расходов железных дорог, оснащение их более мощными и надежными локомотивами [47]. При этом эффективность электрической тяги должна возрастать как вследствие создания новых локомотивов, так и в результате модернизации существующего электроподвижного состава (э. п. с.) - улучшения его тяговых, тормозных, динамических и технико-экономических характеристик, а также повышения его надежности.

Одним из важнейших направлений модернизации существующих электровозов является повышение их энергетических показателей качества. При этом в системах тягового электроснабжения переменного тока остро стоит проблема повышенного потребления электровозами реактивной энергии, а так же взаимного влияния на энергетику друг друга электровозов, работающих в разных режимах. Наиболее эффективным решением этой проблемы является разработка бортовых компенсирующих устройств, подключающихся параллельно искажающей нагрузке, т. е. преобразовательной установке электровоза. Ю. М. Кулинчием и В. К. Ду-ховниковым была предложена структурная схема управляемого компенсатора реактивной мощности [19] для электровозов серии ЭП1М, обеспечивающая повышение коэффициента мощности электровоза до 0,98-0,99.

Однако, для применения на грузовых электровозах серии 2ЭС5К и 3ЭС5К, параметры предложенной схемы должны быть соответствующим образом адаптированы, что и было сделано в данной диссертационной работе. Кроме того, для

оценки эффективности работы предлагаемой схемы компенсатора желательно провести эксплуатационные испытания. В диссертации проведено моделирование движения электровозов 2ЭС5К, оборудованных управляемыми КРМ по участку с холмистым профилем (тип III), что позволило оценить энергетическую и экономическую эффективность такой модернизации в широком спектре рабочих режимов.

Актуальность темы исследования. На электрических железных дорогах Российской Федерации работает более двух тысяч электровозов переменного тока с коллекторными электродвигателями и зонно-фазовым регулированием напряжения. Эти электровозы характеризуются низкими значениями коэффициента мощности, который в зависимости от нагрузки и удаления электровоза от тяговой подстанции находится в пределах 0,65-0,85. На Красноярской железной дороге по обобщённым годовым данным средний коэффициент мощности указанных электровозов составляет 0,795. Низкие значения коэффициента мощности свидетельствуют о повышенном потреблении реактивной энергии, а также о появлении искажений напряжения и тока на токоприемнике электровоза. При этом в тяговой сети протекают реактивные токи, вызывающие дополнительные потери передаваемой энергии, что влечет увеличение расхода энергии на тягу поездов. В работе предлагается оборудовать такие электровозы бортовыми управляемыми компенсаторами реактивной мощности (КРМ), обеспечивающими снижение потребляемой электровозами реактивной энергии, а так же улучшение их энергетических показателей, что является актуальной задачей.

Степень разработанности темы. Проблема моделирования электромагнитных процессов в системе «тяговая сеть - электровоз», оценка энергетических показателей этой системы, а также применения устройств компенсации реактивной мощности отражена в работах А. Т. Буркова, С. В. Власьевского, Л. А. Германа, Д. В. Еромоленко, Ю. М. Инькова, А. Б. Косарева, Б. И. Косарева, В. А. Кучумова, Ю. М. Кулинича, В. В. Литовеченко, Р. Р. Мамошина, В. Б. Похеля, А. Н. Савоськина, Б. Н. Тихменева, Л. М. Трахтмана, В. Д. Тулупова, Н. Н. Широченко, В. П. Феоктистова, А. В. Фролова и многих

других. В известных работах рассматривались возможности применения устройств компенсации реактивной мощности на тяговых подстанциях и электровозах, но не было проведено исследований с целью сравнительной оценки влияния этих устройств на энергетические показатели электровозов при различных вариантах конструктивного исполнения электрооборудования электровозов и КРМ, схем питания фидерной зоны от тяговых подстанций и режимов работы электровозов на участке электрической железной дороги.

Цель и задачи. Целью данной работы является исследование влияния различных типов бортовых КРМ на энергетические показатели качества грузовых электровозов переменного тока серий 2ЭС5К и 3ЭС5К.

Для достижения поставленной цели в диссертации решены следующие задачи:

1. Разработка имитационной модели электрической железной дороги, включающей в себя модели системы первичного и тягового электроснабжения и модели грузовых электровозов ЭС5К в неподвижном и движущемся состоянии при одностороннем и двухстороннем питании от тяговых подстанций, моделирующей работу электровозов с учетом изменения электромагнитных параметров тяговой сети между подстанциями и движущимися электровозами.

2. Разработка моделей переключаемого и управляемого бортовых компенсаторов реактивной мощности в пакете Ма1ЬаЬ - Simulink, встроенных в модели электровозов серии ЭС5К.

3. Исследование, с целью сравнительной оценки, на вычислительном комплексе реального времени электромагнитных процессов и энергетических показателей электровозов при:

- различных вариантах конструктивного исполнения электрооборудования электровозов (электровозы типа 2ЭС5К и 3ЭС5К без КРМ, с переключаемыми КРМ и с управляемыми КРМ);

- различных вариантах схем питания фидерной зоны от тяговых подстанций (с односторонним и с двухсторонним питанием);

- движении по рекомендованному нормативными документами типовому участку длиной 145 км с холмистым профилем (тип III) электровозов в режимах тяги и рекуперативного торможения с КРМ и без КРМ.

4. Определение срока окупаемости электровозов ЭС5К, оборудованных бортовыми управляемыми компенсаторами реактивной мощности. Научная новизна работы:

1. Предложена модель системы тяговой сети с электровозами, оборудованными компенсаторами реактивной мощности, для оценки влияния бортовых компенсирующих устройств на энергетические показатели качества электровозов переменного тока, учитывающая динамические изменения электромагнитных параметров тяговой сети между подстанциями, возникающие при движении электровозов по типовому участку длиной 145 км.

2. Разработана методика оценки расхода активной, реактивной и полной энергии при движении электровозов с поездами по типовому участку с оценкой энергетической эффективности по вновь введенным показателям в виде средневзвешенных значений коэффициентов мощности и коэффициентов реактивной мощности, позволяющая в полной мере учитывать влияние бортовых компенсирующих устройств на эти показатели.

3. Выполнены исследования влияния бортовых компенсирующих устройств на энергетические показатели качества электровозов переменного тока, заключающиеся в оценке:

- снижения реактивных мощностей фазового сдвига и искажения;

- расхода активной, реактивной и полной энергий на тяговых подстанциях и электровозах за время хода по типовому участку;

- средневзвешенных коэффициентов мощности и реактивной мощности электровоза при движении по типовому участку;

- потерь активной энергии в тяговой сети.

Теоретическая и практическая значимость работы: 1. Разработаны алгоритм и программа учета динамического изменения электромагнитных параметров в имитационной модели тяговой сети между подстан-

циями и электровозами, работающими в режимах тяги и рекуперативного торможения.

2. Разработана имитационная модель участка электрической железной дороги длиной 145 км с холмистым профилем (тип III), которая позволяет дать оценку экономической эффективности применения управляемых компенсаторов реактивной мощности в соответствии с «Методическими указаниями по определению технико-экономической эффективности новых и усовершенствованных электровозов» при рассмотрении полного спектра рабочих режимов электровоза.

3. Разработана методика оценки расхода и стоимости электроэнергии, затрачиваемой на тягу поездов электровозами, оборудованными управляемыми компенсаторами реактивной мощности, а также срока их окупаемости.

Методология и методы исследований:

- математическое моделирование электромагнитных процессов в системе тягового электроснабжения с использованием основных положений теории электрических цепей, теории электрических машин и теории электрической тяги в пакете Ма1ЬаЬ - Simulink;

- методы гармонического анализа кривых напряжения и тока в тяговой сети и построение векторных диаграмм напряжений и токов по действующим значениям основных гармоник;

- регламентированные методы учета расхода активной, реактивной и полной энергий в системе тягового электроснабжения при движении электровозов по типовому участку длиной 145 км с учётом динамического изменения электромагнитных параметров тяговой сети;

- определенные нормативными документами методы расчета энергетических показателей качества электровозов, таких как коэффициенты искажения по току и напряжению, коэффициенты мощности и реактивной мощности, с определением средневзвешенных значений этих коэффициентов, а также реактивные энергии фазового сдвига и искажения.

Положения, выносимые на защиту:

- имитационная модель электрической железной дороги, включающая в себя мо-

дели системы первичного и тягового электроснабжения и модели грузовых электровозов ЭС5К в неподвижном и движущемся состоянии при одностороннем и двухстороннем питании от тяговых подстанций, моделирующей работу электровозов с учетом изменения электромагнитных параметров тяговой сети между подстанциями и движущимися электровозами;

- модели переключаемого и управляемого бортовых компенсаторов реактивной мощности в пакете Ма1ЬаЬ - Simulink, встроенных в модели электровозов серии ЭС5К;

- результаты исследований влияния бортовых компенсирующих устройств на энергетические показатели качества электровозов переменного тока при:

- различных вариантах конструктивного исполнения электрооборудования электровозов;

- различных вариантах схем питания фидерной зоны от тяговых подстанций;

- при движении по рекомендованному нормативными документами типовому участку длиной 145 км с холмистым профилем (тип III) электровозов в режимах тяги и рекуперативного торможения с КРМ и без КРМ. Степень достоверности результатов. Достоверность результатов подтверждена удовлетворительной сходимостью результатов численных опытов по определению энергетических показателей качества электровозов с эксплуатационными данными Красноярской железной дороги.

Апробация результатов. Апробация работы выполнена в виде докладов на научно-техническом семинаре и заседаниях кафедры «Электропоезда и локомотивы», на научных конференциях университетов путей сообщения в Хабаровске, Ростове-на-Дону, Санкт-Петербурге и Омске, а так же в Санкт-Петербургском политехническом университете.

1 АНАЛИЗ ВЫПОЛНЕННЫХ РАБОТ. ПОСТАНОВКА ЦЕЛИ И

ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1 Основные энергетические показатели качества электровозов

переменного тока

Как было отмечено во введении, работа силовой электроники на э. п. с. с коллекторными тяговыми электродвигателями и зонно-фазовым регулированием напряжения на них приводит к снижению его энергетических показателей качества, к которым относятся:

1) Коэффициент мощности электровоза:

Р

Х = -, (1.1)

где Р - активная мощность на токоприёмнике электровоза:

1 г

Р = -1 и , (1.2)

1 о

где и, i - мгновенные значения напряжения и тока на токоприемнике электровоза;

5 - полная мощность на токоприёмнике электровоза:

5 = и, (1.3)

где и, I - действующие значения напряжения и тока на токоприемнике электровоза, которые определяются так:

и

1

1 1 1 1

-1 и 2т, I = -1 i 2(о^. (1.4)

т о у1-'

т

1 о

Исходя из этих выражений, пренебрегая мощностью искажений, в соответствии с концепцией Фризе [44, 71], можно вычислить реактивную мощность как:

Q = л/52 - Р2 (1.5)

Реактивную мощность фазового сдвига можно вычислить в соответствии с концепцией Будеани, согласно которой реактивная мощность от фазового сдвига

складывается из величин реактивных мощностей всех гармонических составляющих:

6ф =1 б, =1ЦА ЯП Фк, (1.6)

к=0 к=0

где ик, 1к - действующие значения к-х гармоник напряжения и тока;

ттшах тг

и = ик • 1 =1к__(17)

ик 72 ; к 72' ()

где иГх и /ктах - амплитудные значения к-х гармоник напряжения и тока;

фк - сдвиг по фазе к-ой гармонической составляющей тока 1к относительно к-ой гармонической составляющей напряжения ик.

Для определения амплитудные значений к-х гармоник напряжения и тока необходимо представить анализируемые кривые токов и напряжений в виде:

f (Ш) = X Акт ял(кШ)' (1.8)

к=1

2 "

где Акт= — [ /(Ш)ят(кШ)<яШ - амплитуда синусной составляющей к-й

К

Л 0

гармоники (к=1, 3, 5,7, 9...т).

При этом косинусные составляющие не рассматриваются, поскольку в рассматриваемых процессах отсутствуют четные гармонические составляющие.

Зная величины активных и полных мощностей, а так же реактивную мощность по Будеани, можно определить величину мощности искажений, как:

Т = р2 - Р - бф. (1.9)

При этом, реактивная мощность по Фризе примерно равна корню из суммы квадратов реактивной мощности фазового сдвига и мощности искажений:

б Ч бФ + т . (1.10)

Концепция Будеани позволяет выделить отдельно реактивную мощность бФ, возникающую при сдвиге фаз напряжений и токов, и мощность искажений Т.

Однако, в связи с необходимостью проведения большого объема дополнительных вычислений, таких как разложение функций в ряд Фурье и определение фазовых

сдвигов, такой подход представляется весьма трудоемким, потому в данной работе он будет использоваться только в отдельно оговоренных случаях.

Коэффициент реактивной мощности, рассчитывается как отношение реактивной Q мощности к активной Р:

tgФ=QQ • (1.11)

Для оценки степени потребления электровозами реактивной энергии при движении по участку введем понятие средневзвешенного коэффициента реактивной мощности:

| Qldt Q1А +... + \ Qndt ^ tgфср = "0-^-£-= ^, (1-12)

| РА +1Р2 dt +... + | РА

2- + ... +

0 *п-1

где Qn - величина реактивной мощности электровоза в период времени

(/п tn-1);

Рп - величина активной мощности электровоза в период времени (/п-/п-1). Для оценки энергетической эффективности электровозов при движении по участку введем понятие средневзвешенного коэффициента мощности:

/2 /п

+... +

| РА + | Р2 А/ + ... + | РА

^ср _ _0_/1_/п-1_— АР (1 13)

ч ь /п А '

15 А + | 5 2 А/ + ... + | 5А 5

/п

где 5п - величина полной мощности электровоза в период времени

(/п /п-1).

2) Коэффициент искажения напряжения на токоприемнике электровоза:

Ки

N

2

Ти2

/ 1 п

V п_

2

•100%, (1.14)

их

где ип - амплитуда п-ой гармонической составляющей напряжения; и1 - амплитуда первой гармоники напряжения.

3) Коэффициент искажения тока на токоприемнике электровоза:

К,

N

2

п

2

V п=:

•100%, (1.15)

11

где 1п - амплитуда п-ой гармонической составляющей тока;

11 - амплитуда первой гармоники тока.

На электровозах переменного тока с зонно-фазным регулированием, реализуется низкий коэффициент мощности, который в зависимости от нагрузки и удаления электровоза от тяговой подстанции находится в пределах 0,65-0,85. На Красноярской железной дороге по обобщённым годовым данным средний коэффициент мощности X указанных электровозов составляет 0,795. По данным этой же дороги, а также в соответствии с результатами обширных экспериментов, электровозы переменного тока типа ВЛ80Р с рекуперативным торможением имеют ещё более низкий коэффициент мощности: в режиме тяги - 0,705; в режиме рекуперации - 0,5175 [67].

Низкие значения коэффициента мощности свидетельствуют о повышенном потреблении реактивной мощности, а так же о появлении искажений напряжения и тока на токоприемнике электровоза. При этом в тяговой сети протекают реактивные токи, вызывающие дополнительные потери передаваемой энергии, что влечет увеличение расхода энергии на тягу поездов [46, 74].

Таким образом, обеспечение высоких энергетических показателей качества электроэнергии, потребляемой такими электровозами с зонно-фазным управлением, является актуальной задачей развития отечественного железнодорожного транспорта. Так же актуальной является задача разработки подробной модели, наиболее полно воспроизводящей процессы, происходящие в системе электроснабжения и тягового электропривода электровозов переменного тока в режиме реального времени при движении по участку железной дороги. Такая модель облегчает проектирование и отладку различных технических устройств, которыми предлагается дополнять типовые силовые схемы электроподвижного состава для повышения качества потребляемой электрической энергии. Кроме того, использование такой модели позволит наиболее полно и точно оценить степень влияния

предлагаемых устройств на процессы, протекающие в системе тягового электроснабжения (СТЭС), более обоснованно выбирать их параметры и создавать рациональные алгоритмы их управления.

1.2 Анализ работ по моделированию электромагнитных и электромеханических процессов, происходящих электрической железной

дороге переменного тока

В процессе движения электровозов по фидерной зоне меняются поездная обстановка на линии, режимы движения электровозов, а так же величины сопротивлений тяговой сети между электровозами и тяговой подстанцией. Эти факторы оказывают существенное влияние на уровень напряжения на токоприемниках электровозов, потребляемый ток, а так же на потери, возникающие в тяговой сети. Изучению этого вопроса посвящено большое количество работ и публикаций [1, 4, 21, 26 - 29, 31, 69]. Рассмотрим некоторые из них.

В работе Ермоленко Д. В. [21] система тягового электроснабжения (СТЭС) представлена участком тяговой сети, получающим двухстороннее питание от тяговых подстанций, которые в свою очередь подключены к электростанциям (рисунок 1.1). На расчетной схеме линии электропередач и тяговая сеть представлены вторичными волновыми параметрами: волновыми сопротивлениями 2в1, 2 и километрическими коэффициентами распространения волны 1 в диапазоне тональных частот. Активное и внутреннее индуктивное сопротивления проводов и рельсов, входящих в состав тяговой сети, зависят от протекающего по ним тока, что обусловлено явлением поверхностного эффекта в стали [29].

Для учета влияния всех гармонических составляющих на токораспределе-ние в [21] используется метод наложения, реализуемый многократным расчетом тяговой сети для k частот тока электроподвижного состава. Такой подход представляется трудоемким и существенно ограничивает возможность применения данной модели.

Рисунок. 1.1 - Схема замещения однопутного участка тяговой сети длиной А/ в виде цепи с сосредоточенными параметрами

В работе Алексеева А. С. [1], при расчете квазиустановившегося режима в тяговой сети так же было учтено влияние емкости контактной сети и поверхностного эффекта в рельсах (рисунок 1.2). Была использована конечноэлементная модель участка тяговой сети. При этом совокупность продольных и поперечных элементов участка линии длиной Ах представлялась как один конечный элемент, а весь участок - как цепочечная схема включения этих элементов.

Как известно, на промышленной частоте контактная сеть не проявляет себя как длинная линия, но в процессе работы электровозов переменного тока происходят коммутации вентилей тиристорных преобразователей, поэтому частоты из менения напряжения могут составлять сотни и даже тысячи герц. Длина волны напряжения составляет несколько километров, что сопоставимо с расстоянием

Рисунок 1.2 - Схема замещения однопутного участка тяговой сети в виде

длинной линии

между тяговыми подстанциями, в результате чего контактная сеть проявляет себя как длинная линия.

Учет поверхностного эффекта осуществлялся путём включения в продольную составляющую схемы замещения дополнительного ^ двухполюсника L1-2 и г1-2 (см. рисунок 1.2), согласно методике, предложенной проф. Косаревым Б. И. [28]. На частоте основной гармоники 50 Гц сопротивление индуктивности Х1-2=ю50£1-2 меньше, чем активное сопротивление г1-2, поэтому г1-2 оказывается за-шунтированным индуктивностью и не влияет на процесс токораспределения в ветви. В процессе коммутации генерируются гармоники токов высоких частот, для которых сопротивление Х1-2 существенно возрастает. Общее сопротивление параллельно соединенных L1-2 и г1-2 определяется параметрами последнего. Это приводит к тому, что затухание послекоммутационных колебаний напряжения и тока происходит быстрее, что соответствует реальным процессам, происходящим в контактной сети.

Помимо продольной составляющей, схема, представленная на рисунке 1.2, учитывает еще и поперечную проводимость, представленную параллельно соединенными проводимостями г0 и С0. При этом С0 определяется емкостью между землей и линией.

Модель силовых цепей электровоза в работе [1] включала в себя блоки трансформатора, выпрямительно-инверторного преобразователя (ВИП), выпрямительной установки возбуждения (ВУВ), сглаживающих реакторов и коллекторных тяговых электродвигателей (рисунок 1.3). Для моделирования силовых цепей за основу взяты параметры электровоза ЭП1. Модель тягового электродвигателя при этом учитывала нелинейность кривой намагничивания, а так же влияние вихревых токов и динамической индуктивности [56].

В работе доказана адекватность схем замещения силовых цепей электровоза и тяговой сети, а также обосновано использование одного конечного элемента, соответствующего участку пути 400 м при одностороннем питании.

Рисунок 1.3 - Модель силовых цепей электровоза ЭП1 в пакете Ма1ЬаЬ - Simulink' разработанная Алексеевым А. С.

Предложенная схема замещения описывается системой дифференциальных уравнений, соответствующей токораспределению во всех конечных элементах. Поскольку количество уравнений в системе достаточно велико, для ускорения расчетов была обоснована целесообразность применения пакета Ма1ЬаЬ - Simu-Нпк.

Изменение количества конечных элементов в системе позволило располагать электровоз на разных удалениях относительно тяговой подстанции, что, в свою очередь, позволило исследовать электромагнитное влияние тяговой сети на процессы в силовой схеме электровоза. Аналогичная модель тяговой сети и электровоза была использована в работе Ю. М. Кулинича [31].

В вышеперечисленных работах в качестве расчетной модели применялась однопроводная линия с распределенными параметрами, и не было учтено, что в реальных электротяговых сетях на опорах помимо контактной сети так же размещаются усиливающие провода (УП).

В работе Косарева А. Б. [26] предложена математическая модель многопроводной тяговой сети с экранирующими и усиливающими проводами (ЭУП), учитывающая взаимоиндуктивные связи между проводами (рисунок 1.4). Схема замещения однопутного участка тяговой сети с ЭУП длиной А/ представляет собой совокупность П-образных четырехполюсников с сосредоточенными параметрами. Для расчета используется матричный метод, согласно которому модель описывается системой линейных уравнений, связывающих между собой входные и выходные значения токов и напряжений. Это матричное уравнение позволяет найти ^-матрицу коэффициентов.

Участок тяговой сети большой длины является симметричной однородной цепочечной схемой, поэтому ему будет соответствовать матрица, равная ^-матрице исходного звена в п-ой степени (п - число звеньев цепочечной схемы). При известных величинах входных параметров матричный метод позволяет определить токи и напряжения на всех элементах многопроводной тяговой сети. Со-

Рисунок 1.4 - Схема замещения однопутного участка тяговой сети с ЭУП длиной А/ в виде цепи с сосредоточенными параметрами

ставление и последующее решение матрицы уравнений для СТЭС с большим количеством элементов является трудоемкой задачей, потому данный подход использоваться так же не будет.

В работе Бочарникова Ю. В. [4] была разработана математическая модель СТЭС постоянного тока для исследования электромагнитных помех в тяговой сети. Она включает в себя: модель линии внешнего электроснабжения; модель тяговой подстанции, содержащую 12-ти пульсовый преобразователь; модель трехпро-водной тяговой сети, учитывающую взаимоиндуктивные связи между проводами, модель электропоезда постоянного тока ЭД4, а также модель цепи нетяговых потребителей. Согласно специфике проводимых исследований, автор представил контактную сеть и рельсы однопутного участка протяженностью 1 км в виде Г-образных схем замещения (рисунок 1.5). Наличие реактивных элементов в модели обусловлено переходными электромагнитными процессами, происходящими в тяговой сети. Данная модель так же учитывает влияние поверхностного эффекта, путём включения двухполюсников, представляющего собой последовательно-параллельные ^ соединения. Модель моторного вагона электропоезда постоян-

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Гарбузов Илья Игоревич, 2016 год

\ /

5 / " П/СТ1

Рп/СТ Рт

........

/ ч •^п/ст

Л/

Рисунок 3.16 - Графики распределения мощностей в СТЭС в опытах 6 и 7: а - активной мощности;

б - реактивной мощности; в - полной мощности

циями по сравнению с режимом 1 уменьшилась на 2740кВт до Рп/ст* 4600 кВт. Активная мощность, потребляемая электровозом в режиме тяги, не изменилась и составила Рт* 7130 кВт. Потери активной мощности на сопротивлениях тяговой сети увеличились на 55 кВт и составили ЛР * 265 кВт. Увеличение потерь произошло из-за увеличения тока, протекающего в тяговой сети (см. рисунок 3.15, б, опыт 6).

Реактивная мощность рекуперирующего электровоза была Qp * 3755 квар. По сравнению с режимом 1 реактивная мощность тяговых подстанций увеличилась на 3460 квар до Qп/сx* 9365 квар, а электровоза в режиме тяги - увеличилась на 30 квар до Qx* 5620 квар.

Полная мощность рекуперирующего электровоза была 5р* 4685 кВА, его коэффициент мощности при этом составил Ар * 0,597. Полная мощность тяговых подстанций по сравнению с режимом 1 увеличилась на 1010 кВА до 5Л/ст * * 10430 кВА, а электровоза в режиме тяги - на 25 кВА до 5Г* 9080 кВА. Коэффициент мощности электровоза в режиме тяги уменьшился на 0,002 до *0,785.

В опыте 7 до включения режима рекуперации на втором электровозе (режим 1) активная мощность (рисунок 3.16, а), отдаваемая тяговыми подстанциями, была Рп/ст* 7265 кВт, а потребляемая электровозом в режиме тяги - Рт * 7125 кВт. Потери активной мощности в тяговой сети составили ЛР * 140 кВт.

Реактивная мощность тяговых подстанций была Qп/сx * 2015 квар, а электровоза в режиме тяги - Qx* 2090 квар. Превышение реактивной мощности электровоза по сравнению с реактивной мощностью подстанции может объяснятся большей мощностью искажений электровоза по сравнению с мощностью фазового сдвига.

Полная мощность тяговых подстанций была 5п/ст * 7540 кВА, а тягового электровоза - 5Г* 7425 кВА. Коэффициент мощности тягового электровоза составил * 0,96.

По сравнению с опытом 6 активная мощность тяговых подстанций Рп/ст уменьшилась на 75 кВт, а потребляемая тяговым электровозом Рт - на 5 кВт. Потери активной мощности ЛР в тяговой сети уменьшились на 70 кВт. Реактивная

мощность тяговых подстанций уменьшилась Qп¡сx на 3890 квар, а электровоза в режиме тяги Qx - на 3500 квар. Полная мощность тяговых подстанций Sп¡сx при этом уменьшилась на 1880 кВА, а тягового электровоза - на 1630 кВА. Его коэффициент мощности увеличился на 0,173.

В режиме 2 после включения рекуперации на втором электровозе его активная мощность составила Рр * 2875 кВт. По сравнению с режимом 1 активная мощность тяговых подстанций уменьшилась на 2940 кВт до Рп/ст* 4325 кВт, а электровоза в режиме тяги - не изменилась и составила Рт* 7125 кВт. Потери активной мощности в тяговой сети уменьшились на 65 кВт до ЛР * 75 кВт.

Реактивная мощность рекуперирующего электровоза была Qp * 1250 квар. Реактивная мощность тяговых подстанций по сравнению с режимом 1 не изменилась и составила Qп¡сx * 2015 квар, а тягового электровоза - уменьшилась на 180 квар до Qx* 1910 квар.

Полная мощность рекуперирующего электровоза была Sp* 3135 кВА. Его коэффициент мощности составил Ар*0,917. Полная мощность тяговых подстанций по сравнению с режимом 1 уменьшилась на 2770 кВА до Sп¡сx * 4770 кВА, а тягового электровоза - уменьшилась на 30 кВА до Sx* 7395 кВА. Его коэффициент мощности увеличился на 0,004 до Хт* 0,964.

По сравнению с опытом 6 в режиме 2 активная мощность рекуперирующего электровоза Рр увеличилась на 80 кВт. Активная мощность тяговой подстанции Рп/ст уменьшилась на 275 кВт, а тягового электровоза Рт - на 5 кВт. Потери активной мощности ЛР в тяговой сети уменьшились на 190 кВт. Реактивная мощность рекуперирующего электровоза Qp уменьшилась на 2505 квар. Реактивная мощность тяговых подстанций Qп/сx при этом уменьшилась на 7620 квар, а тягового электровоза - уменьшилась на 3710 квар. Полная мощность рекуперирующего электровоза при этом уменьшилась на 1550 кВА. Его коэффициент мощности увеличился на 0,367. Полная мощность на шинах тяговой подстанции Sп/сx уменьшились по сравнению с предыдущим опытом на 5660 кВА, а тягового электровоза - на 1685 кВА. Его коэффициент мощности увеличился на 0,179.

При двухстороннем питании фидерной зоны, в отличие от консольного (см. опыт 4), ток, потребляемый электровозами и равный их векторной сумме, распределяется между тяговыми подстанциями в некотором соотношении, которое зависит от местоположения электровозов. В опыте 6 электровозы находились в середине фидерной зоны, поэтому их суммарные токи, разделились пополам. По сравнению с опытом 4 в опыте 6 токи тяговых подстанций /1п/ст, уменьшились на 48,4% в режиме 1 и на 48,6% в режиме 2. Это привело к уменьшению снижения напряжения на токоприемниках электровозов Ли1 на 30% в режиме 1 и на 31,7% в режиме 2. Работа двух электровозов 3ЭС5К с типовой силовой схемой в режимах тяги и рекуперативного торможения приводит к протеканию в тяговой сети токов с большими реактивными составляющими, что приводит к снижению напряжения на токоприемниках электровозов на Ли * 2580 В. Эта величина падения напряжения сопоставима с той, что была получена при работе двух электровозов 2ЭС5К на консольном участке при аналогичных режимах работы (см. опыт 1), что свидетельствует об актуальности проблемы компенсации реактивной мощности и при двухстороннем питании фидерной зоны. Потери активной мощности ЛР в тяговой сети уменьшились на 8,7% в режиме 1 и на 8,6% в режиме 2. Небольшое снижение объясняется большей величиной сопротивлений тяговой сети между точкой подключения электровозов и подстанциями, а так же более тяжелыми режимами их работы.

При работе электровозов 3ЭС5К, оборудованных управляемыми КРМ, на участке с двухсторонним питанием (опыт 7) по сравнению с опытом 6 действующие значения основных гармоник токов, протекающих в тяговых подстанций снижаются в режиме 1 на 24,6% до /1п/ст * /1т * 260 А, а в режиме 2 - на 55,6% до /1п/ст * 80 А. Потери активной мощности в тяговой сети при этом уменьшаются в режиме 1 на 33,3% до ЛР * 140 кВт, и в режиме 2 на 71,7% до ЛР * 75 кВт. При этом суммарная активная мощность, потребляемая электровозами от тяговых подстанций, при этом в режиме 1 уменьшилась на 1% до Рп/ст * 7265 кВт, а в режиме 2 - уменьшилась на 5,98% до Рп/ст* 4325 кВт. Суммарная реактивная мощность тяговых подстанций в режиме 1 при этом снизилась на 65,9% до Qп/сx*

* 2015 квар, а в режиме 2 - на 78,5% до Qп¡сx* 2015 квар. Полная мощность тяговых подстанций в режиме 1 снизилась на 20% до Sп/сx* 7540 кВА, а в режиме 2 -на 54,27% до Sп¡сx* 4770 кВА.

Таким образом, проблема падения напряжения и потерь в тяговой сети остается актуальной при двухстороннем питании фидерной зоны и может быть эффективно решена путем оборудования работающего на ней э. п. с. управляемыми компенсаторами реактивной мощности.

3.7 Выводы по главе 3

1. При работе двух электровозов переменного тока с типовой силовой схемой включение режима рекуперации на одном из них вызывает падение напряжения на другом электровозе, работающем в режиме тяги, достигающее * 2,6 кВ для двухсекционных электровозов 2ЭС5К, а так же * 3,8 кВ для трехсекционных электровозов 3ЭС5К при работе на консольном участке и * 2,6 кВ при работе трехсекционных электровозов 3ЭС5К на участке с двухстороннем питанием.

2. Для устранения этого падения напряжения необходимо включать в силовую схему электровоза компенсатор реактивной мощности.

3. Применение управляемого компенсатора реактивной мощности обеспечивает уменьшение падения напряжения на токоприемнике электровозов:

При работе одного электровоза в режиме тяги:

- на 72,63% при работе электровоза 2ЭС5К на консольном участке;

- на 78,5% при работе электровоза 3ЭС5К на консольном участке;

- на 68,8% при работе электровоза 3ЭС5К на участке с двухсторонним питанием.

При работе двух электровозов в режимах тяги и рекуперации:

- на 91,2% при работе электровозов 2ЭС5К на консольном участке;

- на 97,4% при работе электровозов 3ЭС5К на консольном участке;

- на 101,6% (наблюдается увеличение) при работе электровозов 3ЭС5К на участке с двухсторонним питанием.

4. Потребляемая от тяговой подстанции активная мощность уменьшается: При работе одного электровоза в режиме тяги:

- на 1,13% при работе электровоза 2ЭС5К на консольном участке;

- на 1,64% при работе электровоза 3ЭС5К на консольном участке;

- на 1% при работе электровоза 3ЭС5К на участке с двухсторонним питанием.

При работе двух электровозов в режимах тяги и рекуперации:

- на 5,6% при работе электровозов 2ЭС5К на консольном участке;

- на 8,5% при работе электровозов 3ЭС5К на консольном участке;

- на 5,98% при работе электровозов 3ЭС5К на участке с двухсторонним питанием.

4 РЕЗУЛЬАТЫ МОДЕЛИРОВАНИЯ ДВИЖЕНИЯ ЭЛЕКТРОВОЗОВ ПО УЧАСТКУ С ТИПОВЫМ ПРОФИЛЕМ

4.1 Методика моделирования

Для оценки эффективности применения рекуперативного торможения в системах тягового электроснабжения переменного тока, а так же эффективности применения предложенного управляемого компенсатора реактивной мощности было проведено три численных опыта по моделированию движения двух электровозов 2ЭС5К по тестовому участку электрической железной дороги:

Опыт 1: Движение электровозов 2ЭС5К с типовой силовой схемой по участку без применения рекуперативного торможения.

Опыт 2: Движение электровозов 2ЭС5К с типовой силовой схемой по участку с применением рекуперативного торможения.

Опыт 3: Движение по участку электровозов 2ЭС5К, оборудованных управляемыми КРМ.

Принципы организации движения поездов на участке были описаны в пункте 2.2.2, а используемые профили пути и программы задания режимов работы электровозов - в приложениях А и Б. Электровоз 1 (см. рисунок 2.7) следовал по первому пути с типовым профилем типа III (холмистого) в прямом направлении (А1). Электровоз 2 следовал ему навстречу по второму пути с типовым профилем типа III (холмистого) в обратном направлении (А2). На профиле А1 руководящий подъем с уклоном /=9,0%о находится на элементе профиля №10 (см. таблицу А.1), а вредный спуск с уклоном /=-9,9%о - на элементе №35. На профиле А2 руководящий подъем с уклоном /=9,7%о находится на элементе профиля №49 (см. таблицу А.2), а вредный спуск с уклоном /=-8,9%о - на элементе №55. При прохождении электровозами этих элементов на их токоприемниках будут наибольшие величины активных, реактивных и полных мощностей.

Длина участка составила /уч=144,9 км, поэтому он был разбит на три фидерные зоны, протяженностью /фз1=/фз2=50 км и /фз3=44,5 км, соединенных друг с дру-

гом нейтральными вставками длиной /нв=0,2 км каждая. Начальная скорость въезда электровоза 1 на участок была принята равной гн1=80 км/ч. В качестве допущения, начальная скорость электровоза 2 так же была принята равной гн2=80 км/ч.

В результате проведения численного опыта был получен ряд кривых, описывающих изменения основных параметров электровозов при движении по участку, в соответствии с пунктом 2.2.1. Кривые, отражающие изменение этих параметров в функции пути ^ при движении электровозов по участку, представлены в приложении Н:

1) Профиль пути /п под поездом (по имеющимся характеристикам профиля

пути).

2) Скорость поезда уп (путем интегрирования ускорения из (2.3)).

3) Действующее значение напряжения на токоприемнике электровоза икс (по формуле (1.4)).

4) Действующее значение тока на токоприемнике электровоза 1кс (по формуле (1.4)).

5) Активная мощность на токоприемнике Р (по формуле (1.2)).

6) Реактивная мощность на токоприемнике Q (по формуле (1.5)).

7) Полная мощность на токоприемнике 5 (по формуле (1.3)).

8) Коэффициент мощности электровоза X (по формуле (1.1)).

9) Мощность, подводимая на ТЭД Рк (по формуле (2.14)).

10) Электрические потери в ТЭД ДРэ (по формулам (2.16, 2.19)).

11) Механические потери в ТЭД ДРмех (по формуле (2.20)).

12) Магнитные потери в ТЭД ДРмагн (по формуле (2.24)).

13) Добавочные потери в ТЭД ДРдоб (по формуле (2.31)).

14) Потери силы тяги ДР (по формуле (2.32)).

15) Сила тяги и торможения Вт электровоза (по формулам (2.6, 2,8)).

16) Полезная мощность Рпол (по формуле (2.15)).

В этой главе объектом анализа были кривые расходов активной АР, реактивной АQ и полной энергии А8 на электровозах и тяговых подстанциях (2.33), вычисленных в соответствии с пунктом 2.2.5. Была проведена сравнительная оценка

итоговых значений расхода энергии, удельных расходов активной энергии на тягу поездов, а так же средневзвешенных значений коэффициентов мощности А,ср и коэффициентов реактивной мощности tg фср.

4.2 Движение по участку двух электровозов 2ЭС5К с типовой силовой схемой без применения рекуперативного торможения

На рисунке 4.1, а представлены графики расхода активной энергии на тягу поездов электровозами 1 (АР1) и 2 (АР 2), суммарного расхода активной энергии на тяговых подстанциях АРп/ст, а так же график потерь активной энергии в тяговой сети ЛАР, вычисленных на основании алгебраического баланса активных мощностей в СТЭС. Результаты расчетов опыта 1 представлены в таблице 4.1. Поскольку в данном опыте не применялось рекуперативное торможение (т. е. Ар =0), то расход активной энергии электровозов в режиме тяги совпадает с общим расходом энергии на тягу поезда, т. е. АР=Ар.

Из графика следует, что электровоз 1 израсходовал на ведение поезда по тестовому участку активную энергию АР1=5810,8 кВтч. При этом максимальный рост кривой расхода активной энергии наблюдается на руководящем подъеме, где активная мощность на токоприемнике электровоза (см. рисунок Н.5) достигает значения Р1=5960 кВт.

Удельный расход электроэнергии на тягу поезда был вычислен по следующей формуле [51]:

А =_104 Ар__(4 1)

Лруд (Мл + Мп)/уЧ' (4Л)

где Мл - масса локомотива, т;

Мп - масса поезда, т.

Для электровоза 1 удельный расход электроэнергии составил Ард = =123,7 кВтч/(104ткм брутто).

Рисунок 4.1 - Результаты моделирования движения электровозов в опыте 1: а - потребление активных энергий; б - потребление реактивных энергий;

в - потребление полных энергий

Таблица 4.1 - Результаты моделирования движения электровозов по типовому участку

Параметр Опыт 1 Опыт 2 Опыт 3

Ар1, кВтч 5810,8 4807,5 4774,1

АРр1, кВтч 5810,8 5875,9 5853,7

Ар1, кВтч — —1068,4 —1076,4

Ад1, кварч 4759 6247,8 2876,4

Ап, кВАч 7552,4 9405,1 7560,4

Ар2, кВтч 3720,7 2487,7 2462,3

АР2, кВтч 3720,7 3835,7 3810,6

Ар2, кВтч — —1348 —1348,3

Ад2, кварч 3122,5 4984,7 2148,2

Аs2, кВАч 4901,8 7264,6 5646,3

Арп/ст, кВтч 9705,5 7510,7 7380

Адп/ст, кварч 7845,4 10996 4296,5

Аsп/ст, кВАч 12531 14453 9781,2

ААР, кВтч 178 218 143,6

АурД, кВтч/(104ткм брутто) 123,7 102,3 101,63

АрД, кВтч/(104ткм брутто) 85,7 58,8 58,16

Ард/ст, кВтч/(104ткм брутто) 53,71 42,05 41,32

tg ФСр 0,819 0,9 0,415

tg Ф2р 0,839 0,96 0,416

tg Фп]рст 0,808 1,46 0,582

^ 0,769 0,738 0,917

г2р 0,759 0,714 0,914

Л ср %/ст 0,775 0,52 0,755

Электровоз 2 израсходовал активную энергию Ар2=3720,7 кВтч. Это значение получилось меньше АР1 на 2090,1 кВтч, поскольку электровоз 2 не был постоянно подключен к тяговой сети, в соответствии с принципом организации движения, описанном в пункте 2.2.2, и некоторые участки с тяжелым профилем могли выпасть из рассмотрения. Соответственно, пройденный им путь будет меньше длины тестового участка /уч. Удельный расход электроэнергии электровоза 2 составил Ард=85,7 кВтч/(104ткм брутто).

Суммарный расход активной энергии на тяговых подстанциях составил АРп/ст =9709,5 кВтч, а удельный расход активной энергии составил Ард/ст= =53,71 кВтч/(104ткм брутто). Удельный расход активной энергии на тяговых подстанциях получился меньшим, чем на электровозах, потому что знаменатель выражения (4.1) увеличился почти в 4 раза, поскольку учитываются массы обоих поездов и расстояния, которые они преодолели, а числитель увеличился менее чем в 2 раза, по сравнению с электровозом 1, и в 2,6 раз, по сравнению с электровозом 2.

Исходя из уравнения алгебраического баланса мощностей, потери активной энергии составили ЛАР=178 кВтч. Эти потери составляют 1,83% от активной

энергии АРп/ст, потребляемой от тяговых подстанций.

На рисунке 4.1, б представлены графики расходов реактивных энергий на тягу поездов электровозами 1 (Ад1) и 2 (Ад2), а так же суммарного расхода реактивной энергии на тяговых подстанциях Аеп/ст. Числовые данные так же представлены в таблице 4.1.

Расход реактивной энергии на электровозе 1 составил Ае1=4759 кварч. Максимальный рост кривой расхода реактивной энергии так же наблюдается на участке с руководящим подъемом, где реактивная мощность на токоприемнике электровоза (см. рисунок Н.6) достигает значения Q1=4655 квар. Коэффициент реактивной мощности, вычисленный по формуле (1.11) для электровоза 1 на этом уча-

стке составил tgф1=0,78. Средневзвешенный коэффициент реактивной мощности, вычисленный по формуле (1.12) составил tg ф^ =0,819.

Расход реактивной энергии на электровозе 2 составил Ад2 =3122,5 кварч, что на 1636,5 кварч меньше, чем на электровозе 1. Его средневзвешенный коэффициент реактивной мощности был tg ф2р =0,839, т. е. на 0,02 выше, чем на электровозе 1, что говорит о немного большем потреблении реактивной энергии.

Суммарный расход реактивной энергии на тяговых подстанциях составил Адп/ст =7845,4 кварч, а средневзвешенный коэффициент реактивной мощности -

tg Фп/ст =0,808. Он так же получился меньшим, чем на электровозах, из-за непропорционального изменения числителя и знаменателя дроби в формуле (1.11).

На рисунке 4.1, в представлены графики расходов полных энергий на тягу поездов электровозами 1 (А51) и 2 (А52), а так же суммарного расхода полной энергии на тяговых подстанциях А5п/ст. Числовые данные так же представлены в таблице 4.1.

Расход полной энергии на электровозе 1 составил А51=7552,4 кВАч. Максимальный рост кривой расхода полной энергии, как и в предыдущих случаях, наблюдается на руководящем подъеме, и полная мощность на токоприемнике электровоза (см. рисунок Н.7) достигает значения 51=7565 кВА. Коэффициент мощности электровоза 1 на этом участке составил =0,788. Средневзвешенный коэффициент мощности, вычисленный по (1.13), составил =0,769.

Расход полной энергии на электровозе 2 составил А52 =4901,8 кВАч, что на 2650,6 кВАч меньше, чем на электровозе 1. Его средневзвешенный коэффициент мощности был Х2р=0,759, т. е. на 0,01 меньше, чем на электровозе 1, что так же свидетельствует о немного большем потреблении реактивной энергии электровозом 2.

Суммарный расход полной энергии на тяговых подстанциях был А5п/ст=12531 кВАч. Средневзвешенный коэффициент мощности тяговых подстан-

ций составил ^п1/ст=0,775. Он получился большим, по тем же причинам, что и

АрУД/ст иtg ф^.

Согласно данным эксплуатации, приведенным в пункте 1.1, средний коэффициент мощности (Л) электровозов с зонно-фазным регулированием за год составляет 0,795. Средневзвешенный коэффициент мощности электровоза 1 меньше этого значения на 3,3%, а электровоза 2 — на 4,5%. Расхождение не превышает 5%, что свидетельствует о достоверности результатов моделирования.

Использование только пневматического торможения на холмистом профиле приводит к высокому удельному расходу активной энергии на тягу поездов — 123,7 кВтч/(104ткм брутто) на электровозе 1 и 85,7 кВтч/(104ткм брутто) на электровозе 2. Удельный расход активной энергии на тяговой подстанции при этом составил 53,71 кВтч/(104ткм брутто).

4.3 Движение по участку двух электровозов 2ЭС5К с типовой силовой схемой и применением рекуперативного торможения.

На рисунке 4.2, а представлен график расхода электровозом 1 активной энергии с раздельным учетом энергии, потраченной на тягу поезда Ар, и энергии, возвращенной в сеть при работе в режиме рекуперативного торможения Ар. Числовые данные опыта 2 представлены в таблице 4.1.

Расход активной энергии непосредственно в режиме тяги составил АТР1 = =5875,9 кВтч, что на 65,1 кВтч больше, чем в опыте 1. Это превышение объясняется небольшим расхождением в режимах движения поезда (см. приложение Н, рисунки Н.2 и Н.17). Максимальный рост кривой расхода энергии, как и в опыте 1, наблюдается на участке с руководящим подъемом. Активная мощность на токоприемнике электровоза (см. рисунок Н.20) так же была равна р1=5960 кВт.

При работе в режиме рекуперативного торможения в тяговую сеть было возвращено Арр1 =1068,4 кВтч активной энергии. Эта энергия составляет 18,2% от энергии Ар1, затраченной в режиме тяги. Максимальный рост кривой отдачи

О 20 40 60 80 100 120 140

Рисунок 4.2 - Графики расхода активной энергии электровозами, а так же расхода активной энергии на тягу поезда и отдачи активной энергии в сеть при рекуперативном торможении: а - электровозом 1; б - электровозом 2

энергии наблюдается на участке пути с вредным спуском, где и активная мощность на токоприемнике электровоза (см. рисунок Н.20) достигает значения р1= =4360 кВт.

Благодаря применению рекуперативного торможения, расход активной энергии на ведение поезда электровозом 1 уменьшился на 1003,3 кВтч, по сравнению с опытом 1, т. е. до Ар1=4807,5 кВтч. Удельный расход активной энергии на тягу поезда электровозом 1, вычисленный по формуле (4.1), так же уменьшился на 21,4 кВтч/(104ткм брутто) до Ард=102,3 кВтч/(104ткм брутто).

На рисунке 4.2, б представлен график расхода активной энергии электровозом 2 с применением раздельного учета энергий Ар и Ар. Расход активной энергии непосредственно в режиме тяги составил Ар2 =3835,7 кВтч, что на 115 кВтч больше, чем в опыте 1, что так же объясняется некоторыми различиями в режимах его движения. При работе в режиме рекуперативного торможения в тяговую сеть было возвращено Ар2=1348 кВтч активной энергии. Эта энергия составляет 35,1% от затраченной в режиме тяги энергии Ар2. Такое заметное превышение

объясняется непостоянной работой электровоза 2 на участке, выпадением из рассмотрения некоторых участков, преобладанием количества спусков над количеством подъемов. В связи с этим рекуперативное торможение использовалось интенсивнее, чем на электровозе 1.

Благодаря применению рекуперации, расход активной энергии электровозом 2 уменьшился на 634,8 кВтч по сравнению с опытом 1 до Ар2 =2487,7 кВтч. Удельный расход активной энергии на тягу поезда так же уменьшился на 26,9 кВтч/(104ткм брутто) до Ард=58,8 кВтч/(104ткм брутто).

График суммарного расхода активной энергии на тяговых подстанциях Арп/ст, а так же график потерь активной энергии в тяговой сети ЛАр, представлен на рисунке 4.3, а. Для наглядности там же продублированы графики расходов активной энергии электровозами 1 (Ар1) и 2 (Ар2). При применении рекуперативного торможения электровозами, суммарный расход активной энергии на тяговых

Рисунок 4.3 - Результаты моделирования движения электровозов в опыте 2: а - потребление активных энергий; б - потребление реактивных энергий;

в - потребление полных энергий

подстанциях уменьшился на 2208,8 кВтч, по сравнению с опытом 1, до АРп/ст= =7510,7 кВтч. Удельный расход активной энергии при этом уменьшился на 11,66 кВтч/(104ткм брутто) до Аруд/ст =42,05 кВтч/(104ткм брутто). По сравнению с опытом 1 потери активной энергии в тяговой сети увеличились на 40 кВтч до ААР =218 кВтч. Величина потерь ААР составляет 2,9% от величины активной

энергии АРп/ст, потребляемой от тяговых подстанций.

На рисунке 4.3, б представлены графики расходов реактивной энергии электровозами 1 (Ае1) и 2 (Ад2), а так же суммарного расхода реактивной энергии на

тяговых подстанциях Адп/ст.

При применении рекуперативного торможения, расход реактивной энергии на электровозе 1 увеличился на 1488,8 кварч по сравнению с опытом 1 до Ае1=6247,8 кварч. Участок максимального роста кривой расхода реактивной энергии при этом так же совпадает с опытом 1. Коэффициент реактивной мощности для электровоза 1 на этом участке так же составил tgф1=0,78. Применение рекуперации привело к увеличению средневзвешенного коэффициента реактивной мощности электровоза 1 на 0,081 до tg фср =0,9.

При применении рекуперативного торможения, расход реактивной энергии на электровозе 2 увеличился на 1862,2 кварч до Ад2 =4984,7 кварч по сравнению с опытом 1. Такой прирост объясняется так же, как и большая величина отданной в режиме рекуперации активной энергии АР2, поскольку в нем потребляется больше реактивной энергии Ад2. Применение рекуперации привело к увеличению средневзвешенного коэффициента реактивной мощности электровоза на 0,121 до tg фср=0,96.

При работе на участке электровозов с применением рекуперативного торможения, суммарный расход реактивной энергии на тяговых подстанциях увеличился на 3150,6 кварч по сравнению с опытом 1 до Ади/ст=10996 кварч. Средневзвешенный коэффициент реактивной мощности при этом увеличился на 0,652 до

tg Фп/ст =1,46.

На рисунке 4.3, в представлены графики расходов полной энергии электровозами 1 (А^) и 2 (А3 2), а так же суммарного расхода полной энергии на тяговых подстанциях А^/ст.

При использовании рекуперации расход полной энергии на электровозе 1 по сравнению с опытом 1 увеличился на 1852,7 кВАч до 4^=9405,1 кВАч. Максимальный рост кривой расхода полной энергии так же наблюдается на участке с руководящим подъемом. Коэффициент мощности электровоза 1 на этом участке так же составил =0,788. Применение рекуперации снизило средневзвешенный коэффициент мощности электровоза 1 на 0,031 до Лср =0,738.

Применение рекуперации на электровозе 2 привело к увеличению расхода полной энергии на 2362,8 кВАч по сравнению с опытом 1 до А32 =7264,6 кВАч.

Его средневзвешенный коэффициент мощности снизился на 0,045 до ^2р =0,714, что свидетельствует о повышении потребления реактивной энергии, по сравнению с предыдущим опытом.

В отличие от опыта 1, при работе на участке электровозов с применением рекуперативного торможения, суммарный расход полной энергии на тяговых подстанциях увеличился на 1922 кВАч до А^п/ст=14453 кВАч. Из-за уменьшения потребления от подстанций активной и повышения потребления реактивной и полной энергий, средневзвешенный коэффициент мощности тяговых подстанций уменьшился на 32,9% и составил Апрст=0,52.

В результате применения рекуперативного торможения на электровозах с зонно-фазовым регулированием, расход активной энергии на тяговых подстанциях Арп/ст сокращается на 22,63% [12]. Расходы активной энергии электровозами 1 и 2 уменьшились на 17,27% и 33,14%, соответственно. Удельный расход активной энергии на тяговых подстанциях Аруд/ст сокращается на 21,71%, а на электровозах — на 17,3% и 31,4%. Отдаваемая электровозами 1 и 2 активная энергия Ар составля-

ет 18,2% и 35,1% от затрачиваемой ими на тягу Ар. Однако, вместе с этим наблюдается существенный рост потребления реактивной энергии. Она увеличилась на 31,28% у электровоза 1, на 59,6% у электровоза 2 и на 40,16% у тяговых подстанций. Полная энергия так же увеличивается на 24,53% у электровоза 1, на 48,2% у электровоза 2 и на 15,34% у тяговых подстанций. В результате снижаются коэффициенты мощности: электровоза 1 - на 4%; электровоза 2 - на 5,9%; тяговых подстанций - на 32,9%. Потери активной энергии в тяговой сети увеличиваются на 22,5%.

Полученные в результате этого опыта числа так же хорошо соотносятся с эксплуатационными данными, представленными в пункте 1.1. Средневзвешенный коэффициент мощности электровоза 1 меньше, чем средний коэффициент мощности, полученный по данным эксплуатации, на 7,2% а электровоза 2 - на 10,2%. Расхождение немного превышает 10% только у электровоза 2, что свидетельствует о достоверности результатов моделирования.

Следовательно, применение рекуперативного торможения на э. п. с. с зон-но-фазным регулированием при холмистом профиле пути может заметно снизить расход активной энергии на подстанциях, но негативно влияет на качество электроэнергии в СТЭС, энергетические показатели качества э. п. с., а так же приводит к росту потерь активной энергии при передаче через тяговую сеть.

4.4 Движение по участку двух электровозов 2ЭС5К, оборудованных

управляемыми КРМ

На рисунке 4.4, а представлены графики потребления и отдачи активной энергии электровозом 1 в опыте 3. Числовые данные опыта 3 представлены в таблице 4.1. Общий расход активной энергии на тягу поезда составил АРр1 = =5853,7 кВтч, что на 22,2 кВтч меньше, чем в опыте 2. Снижение происходит из-за уменьшения потерь в силовых цепях электровоза. Максимальный рост кривой расхода активной энергии, как и в опыте 2, наблюдается на руководящем подъеме. Активная мощность на токоприемнике электровоза (см. рисунок Н.35) при

Рисунок 4.4 — Графики расхода активной энергии электровозами, а так же расхода активной энергии на тягу поезда и отдачи активной энергии в сеть при рекуперативном торможении: а — электровозом 1; б — электровозом 2

этом составила Р1=5945 кВт, т. е. уменьшилась на 15 кВт, по сравнению с опытами 1 и 2.

При работе в режиме рекуперативного торможения в тяговую сеть было возвращено Арр1=1076,4 кВтч активной энергии, что на 8 кВтч больше, чем в опыте 2, и составляет 18,4% от энергии, затраченной в режиме тяги АРр1. Максимальный рост кривой отдачи энергии, как и в опыте 2, наблюдается на участке с вредным спуском. Активная мощность на токоприемнике электровоза (см. рисунок Н.35) достигает значения Р1=4400 кВт, что на 40 кВт больше, чем в предыдущем опыте. Слабое влияние КРМ на отдачу энергии объясняется тем что, при повышении напряжения и на токоприемнике, при тех же углах отпирания тиристоров ВУВ авув, увеличивается ток возбуждения /в. Вследствие этого увеличивается магнитный поток тяговых двигателей Ф, магнитные потери АРмагн, а так же связанные с ними добавочные потери АРдоб. Из-за этого мощность на коллекторе двигателя Рк уменьшится при сохранении заданной тормозной силы Втз. Однако, за счет снижения потерь на элементах силовой схемы, ситуация немного улучшается, и активная мощность на токоприемнике электровоза Р, в итоге, оказывается немного выше, чем у электровоза без КРМ. В предельных режимах наблюдается заметное повышение активной мощности, но поскольку доля времени работы в таких режимах мала - итоговая разница при учете активной энергии АР1 оказывается небольшой. Во избежание этого эффекта следует переработать алгоритм регулирования силы торможения электровоза в зоне высоких скоростей, добавив управления по каналу тока якоря тягового двигателя 1я, но эта задача выходит за рамки данной диссертационной работы.

Всего электровоз 1 израсходовал на ведение поезда по тестовому участку активную энергию АР1=4774,1 кВтч, что на 33,4 кВтч меньше, чем в предыдущем опыте. Удельный расход активной энергии на тягу поезда, по сравнению с предыдущим опытом уменьшился на 0,67 кВтч/(104ткм брутто) до Ард = =101,63 кВтч/(104ткм брутто).

На рисунке 4.4, б представлен график расхода и отдачи активной энергии электровозом 2. Расход активной энергии на тягу составил Ар2=3810,6 кВтч, что на 25,1 кВтч меньше, чем в опыте 2. При работе в режиме рекуперативного торможения в тяговую сеть было возвращено Ар2=1348,3 кВтч активной энергии, что практически совпадает с результатом предыдущего опыта, и составляет 35,2% от энергии, затраченной в режиме тяги Арр2. Как и в случае с электровозом 1, КРМ не оказал существенного влияния на отдачу активной энергии по описанным выше причинам. Всего электровоз 2 израсходовал на ведение поезда по тестовому участку активную энергию Ар2 =2462,3 кВтч, что на 25,4 кВтч меньше, чем в предыдущем опыте. Удельный расход активной энергии на тягу поезда, по сравнению с предыдущим опытом, уменьшился на 0,7 кВтч/(104ткм брутто) до Ард = =58,16 кВтч/(104ткм брутто), что на 1,02% меньше, чем в опыте 2.

График суммарного расхода активной энергии на тяговых подстанциях Арп/ст, а так же график потерь активной энергии в тяговой сети ЛАр, представлен на рисунке 4.5, а. Как и в предыдущем опыте, там же продублированы графики расходов активной энергии электровозами 1 (Ар1) и 2 (Ар 2). Суммарный расход активной энергии на тяговых подстанциях составил Арп/ст=7380 кВтч, что на 130,7кВтч меньше, чем в предыдущем опыте. Удельный расход активной энергии на тяговых подстанциях при этом уменьшился на 0,73 кВтч/(104ткм брутто) до Ард/ст=41,32 кВтч/(104ткм брутто). По сравнению с предыдущим опытом, потери активной энергии в тяговой сети уменьшились на 74,4 кВтч до ЛАр = =143,6 кВтч. Эти потери составляют 1,95% от величины активной энергии Арп/ст, потребляемой от тяговых подстанций.

На рисунке 4.5, б представлены графики расходов реактивной энергии электровозами 1 (Ад1) и 2 (Ад 2), а так же суммарного расхода реактивной энергии на

тяговых подстанциях Аеп/ст.

Рисунок 4.5 - Результаты моделирования движения электровозов в опыте 3: а - потребление активных энергий; б - потребление реактивных энергий;

в - потребление полных энергий

Расход реактивной энергии на электровозе 1 составил Ае1=2876,4 кварч,

что 3371,4кварч меньше, чем в опыте 2. Участок максимального роста кривой расхода реактивной энергии при этом находится на участке с руководящим подъемом. Реактивная мощность электровоза на этом участке составляет д^=2655 квар (см. рисунок Н.36). Коэффициент реактивной мощности для электровоза 1 на этом участке по сравнению с опытом 2 уменьшился на 0,33 до tgф1=0,45. Средневзвешенный коэффициент реактивной мощности электровоза 1 при этом уменьшился на 0,485 до tgФ^ =0,415.

Расход реактивной энергии на электровозе 2 составил Ад2 =2148,2 кварч, что на 2836,5кварч меньше, чем в опыте 2. Средневзвешенный коэффициент реактивной мощности электровоза 2 уменьшился на 0,544 до tg Ф^р =0,416.

Суммарный расход реактивной энергии на тяговых подстанциях составил Адп/ст =4296,5 кварч, что на 6699,5 кварч меньше, чем в опыте 2. Средневзвешенный коэффициент реактивной мощности уменьшился на 0,878 до tgФп/ст =0,582. Применение управляемых КРМ уменьшило потребление реактивной мощности от внешнего источника на 60,93%.

На рисунке 4.5, в представлены графики расходов полной энергии электровозами 1 (А51) и 2 (А52), а так же суммарного расхода полной энергии на тяговых подстанциях А5п/ст.

Расход полной энергии на электровозе 1 составил А51=7560,4 кВАч, т. е. на 1844,7 кВАч меньше, чем в опыте 2. Максимальный рост кривой расхода полной энергии наблюдается на участке с руководящим подъемом. Полная мощность электровоза на нем составляет 51=6510 кВА (см. рисунок Н.37). Коэффициент мощности электровоза 1 на этом участке по сравнению с опытом 2 увеличился на 0,125 до =0,913. Средневзвешенный коэффициент мощности электровоза 1 при этом увеличился на 0,179 до =0,917.

Расход полной энергии на электровозе 2 составил А32 =56 46,3 кВАч, что на 1618,3 кВАч меньше, чем в опыте 2. Его средневзвешенный коэффициент мощности при этом увеличился на 0,2 до =0,914.

Суммарный расход полной энергии на тяговых подстанциях был А^п/ст= =9781,2 кВАч, что на 4671,8 кВАч меньше, чем в опыте 2. Благодаря существенному уменьшению потребления от подстанций реактивной и, как следствие, полной энергий, средневзвешенный коэффициент мощности тяговых подстанций при этом увеличился на 0,235 и составил Хпрст=0,755.

При оборудовании электровозов 2ЭС5К управляемыми компенсаторами реактивной мощности, потребление реактивной энергии от внешних источников существенно снижается. На электровозе 1 получено снижение потребления реактивной энергии на 53,96%, на электровозе 2 - на 56,9%. Величина реактивной энергии, отдаваемой тяговыми подстанциями, уменьшилась на 60,93%.

Вследствие этого так же снижаются величины потребляемых полных энергий. На электровозе 1 потребление полной энергии уменьшилось на 19,61%, на электровозе 2 - на 22,3%. Величина полной энергии, отдаваемой тяговыми подстанциями, уменьшилась на 32,32%.

Расходы активной энергии на тяговых подстанциях и электровозах так же уменьшаются: на электровозе 1 - на 0,7%; на электровозе 2 - на 1,02%; на тяговых подстанциях - на 1,74%. Отданная электровозом 1 активная энергия в рекуперации АР увеличилась на 0,75%. Удельный расход активной энергии на тяговых подстанциях АРуд/ст сократился на 1,74%, а на электровозах - на 0,66% и 1,09%. Потери активной энергии в тяговой сети уменьшились на 34,12%.

Средневзвешенные коэффициенты реактивной мощности тяговых подстанций и электровозов 1 и 2 уменьшились на 60,1%, 53,9% и 56,7%, соответственно, а коэффициенты мощности - увеличились на 45,2%, 24,3% и 28%.

Следовательно, оборудование электровозов 2ЭС5К управляемыми КРМ позволяет повысить энергетические показатели качества системы электрической тяги, существенно сокращает расходы реактивных и полных энергий в СТЭС,

уменьшает потери активной энергии и, как следствие, сокращает ее потребление от внешних источников.

4.5 Выводы по главе 4

1. Полученные в результате проведенных опытов средневзвешенные коэффициенты мощности электровозов, не оборудованных компенсаторами реактивной мощности, отличаются от эксплуатационных данных не более, чем на 10%, что говорит о высокой степени достоверности результатов.

2. Применение рекуперативного торможения на э. п. с. с зонно-фазным регулированием без КРМ обеспечивает:

— уменьшает потребление активной энергии от тяговых подстанций на 22,63%;

— увеличивает потребление реактивной и полной энергий на 40,16% и на 15,34%, соответственно;

— снижает средневзвешенный коэффициент мощности подстанций на 32,9%;

— увеличивает потери активной энергии в тяговой сети на 22,5%.

3. Применение управляемых компенсаторов реактивной мощности на электровозах серии 2ЭС5К обеспечивает следующие преимущества:

— снижение потребления реактивной энергии от тяговых подстанций на 60,93%;

— снижение потребления активной и полной энергий от тяговых подстанций на 1,74% и 32,32%, соответственно;

— увеличение средневзвешенного коэффициента мощности тяговых подстанций на 45,2%;

— уменьшение потерь активной энергии в тяговой сети на 34,12%.

5 ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПРИМЕНЕНИЯ КОМПЕНСИРУЮЩИХ УСТРОЙСТВ НА Э. П. С.

5.1 Расчет стоимости оборудования управляемого КРМ

Для определения общей стоимости модернизации электровоза 2ЭС5К необходимо определить стоимость каждого элемента, входящего в состав силовой схемы модуля предлагаемого КРМ (см. рисунок 2.9). Начнем с определения стоимости транзисторных модулей, входящих в состав АИН.

Для подбора ЮВТ-транзисторов необходимо знать эффективное (средне-квадратическое) значение тока КРМ и каждого ЮВТ-транзистора (диода обратного тока) при максимальной зоне регулирования. Значения этих токов рассчитывались по формуле (1.4). Осциллограммы мгновенных значений токов для каждого элемента, по которым проводился расчет, представлены на рисунке 5.1. Результаты расчета токов по формуле (1.4) приведены в таблице 5.1.

По результатам расчетов действующих значений тока и максимально допустимого напряжения выбран силовой ЮВТ модуль МТКИ-1200-33Н производства ОАО «Электровыпрямитель». Такой модуль состоит из двух параллельно соединённых ЮВТ-транзисторов с общим управлением, зашунтированных обратными диодами. Согласно информации производителя, этот модуль приспособлен для работы в условиях подвижного состава железных дорог. Основные параметры ЮВТ-модуля представлены в таблице 5.2.

Рассеиваемая мощность (мощность потерь) Рпот в каждом модуле рассчитываются по формуле:

Р = Р + Р = Р + Р + Р + Р (5 1)

1 пот 1 пот.га т 1 пот.т 1 откр.К5 1 пер.га т 1 о~rкр.VD т 1 восст.VD '

где Рпот.га - потери мощности в ЮВТ-транзисторе, Вт;

Рпот.ш - потери мощности в диоде обратного тока, Вт;

Роткр.га - потери мощности в открытом состоянии ЮВТ-транзистора, Вт;

Рпер.га - потери мощности на переключение в ЮВТ-транзисторе, Вт;

а) / , А

крм-1000 о

-1000

б)1, „„А

О™

1000

О

УХ 1000

д) /, , ..

О

юоо

о

\ъг 1000

ж) 1,.„„ Л

О

?) 1УО}, А 1000 О

и) /ГД4, 1000

о

л_I

А 1 [1 ц

/ ] / / / /

ЛЬ ; (1 ГЦ) 1 ПГ, (1 п ь (1 ПГ) л

1 1 1 р.

/ / / / /

/1 П Г| л пи й пг л 11 ь ,1 11 и

Г| [1............. л п 1

/ / / / /

П Г| , пь , 1 пи 1 П11 1 111) (1

1 [\....... [1..................... \ 1 ,11

/ / / /

¡1 пь || [1 [1 л 1Г ,'1 11) || пи

к

/

II1,, ,. 1 к

и С

0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 Рисунок 5.1 - Мгновенные значения токов на элементах АИН: а - ток модуля

КРМ; б - ток первого транзистора; в - ток второго транзистора; г - ток третьего

транзистора; д - ток четвертого транзистора; е - ток первого диода;

ж - ток второго диода; з - ток третьего диода; и - ток четвертого диода

Таблица 5.1 - Значения токов КРМ

Наименование параметра Значение параметра

Ток КРМ, /КРМ, А 962,2

Ток первого транзистора, 1^1, А 459,3

Ток второго транзистора, 1уБ2, А 467,1

Ток третьего транзистора, 1уБ3, А 494,7

Ток четвертого транзистора, 1^4, А 501,9

Ток первого диода, IvDl, А 494,7

Ток второго диода, IvD2, А 501,9

Ток третьего диода, 1ю3, А 459,3

Ток четвертого диода, 1ш4, А 467,1

Таблица 5.2 - Основные параметры силового ЮВТ-модуля МТКИ-1200-33Н

Наименование параметра Условное обозначение Значение параметра Единица измерения

Напряжение коллектор-эмиттер ^ИБ 3300 В

Постоянный ток коллектора при ТС=25 °С 1с 2300 А

Постоянный ток коллектора при ТС=80 °С 1с 1200 А

Импульсный ток коллектора (^=1 мс, ТС=80 °С) ^риЫ 2400 А

Постоянный прямой ток диода обратного тока 1200 А

Повторяющийся импульсный прямой ток диода обратного тока ^ям 2400 А

Суммарная мощность рассеивания (ТС=25 °С), ЮВТ РШ 14500 Вт

Наименование параметра Условное обозначение Значение параметра Единица измерения

Напряжение насыщения коллектор-эмиттер (У^=15 В, 1с=1000 А) при Т=125 °С УсЕяаг 3,7 В

Энергия потерь при включении (Усс=1200 В, Кое=±15 В, 1с=1000 А, Яа=1,4 Ом, Т=125 °С, Ls=60 нГн, за один импульс) Е ^оп 3150 мДж

Энергия потерь при выключении (Усс=1200 В, УвЕ= ±15 В, /с=1000 А, Дс=2,7 Ом, Ту=125 °С, Ls=60 нГн, за один импульс) ЕоЦГ 1900 мДж

Прямое падение напряжения на диоде обратного тока (Тр=1000 А, Уое=0 В) при Т=125 °С Уе 2,45 В

Энергия потерь при обратном восстановлении (!р=1000 А, УОЕ=-10 В, Ря=1200 В, йуйг=-6000 А/мкс) при Т/=125 °С Е ^гес 1650 мДж

РотКр.ш - потери мощности в открытом состоянии диода обратного тока, Вт; Рпер.га - потери мощности на восстановление диода обратного тока, Вт. Потери мощности в открытом состоянии для ЮВТ-транзистора Роткр.га и диода обратного тока Роткр.ю рассчитываются по формулам:

- 1 Г • - 1 Г •

Т 0 Т 0

где У и - мгновенное значение тока через транзистор и диод, соответственно;

Следует отметить, что в реальности прямое падение напряжение на транзисторе и диоде будет уменьшаться с уменьшением прямого тока. Однако, в расчете это значение принимается одинаковым (максимальным) для наличия запаса по рассеиваемой мощности.

Потери мощности на переключение для IGBT-транзистора Рпер.га и на восстановление диода обратного тока Рвосст.ш рассчитываются по формулам:

k E + k fE f k E

P _ on on off off p _ n-on^rec (5 3)

пер.га t ' Гвосст.Ю - J, ' VJ---)/

где kon - количество включений IGBT-транзистора за один период сетевого напряжения. kon=9;

koff - количество выключений IGBT-транзистора за один период сетевого напряжения. koff=9.

В реальности энергия потерь также будет уменьшаться с уменьшением прямого тока. Однако, в расчете это значение принимается одинаковым (максимальным) для наличия запаса по рассеиваемой мощности. Результаты расчетов для всех IGBT-транзисторов и диодов обратного тока представлены в таблице 5.3.

Таким образом, максимальная мощность потерь в одном силовом IGBT-модуле составляет 4297,6 Вт (сумма VD4+VS4 из таблицы 5.3), что значительно

Таблица 5.3 - Мощность потерь в полупроводниковых элементах КРМ

Тип и порядковый номер полупроводникового прибора Мощность потерь, Вт

VS1 2961,9

VS2 2987,8

VS3 3036,8

VS4 3062,9

VD1 1248,6

VD2 1265,8

VD3 1199

VD4 1216,2

меньше его суммарной мощности рассеивания. Таким образом, использование силового IGBT модуля МТКИ-1200-33Н является допустимым по мощности, току и напряжению. Для выбранных модулей производитель рекомендует использовать драйвер ДРИ11-30-33-6ОП1К-1.

Стоимость одного IGBT модуля МТКИ-1200-33Н, согласно информации ОАО «Электровыпрямитель», составляет 77800 руб с учетом НДС, а рекомендуемого драйвера к нему - 15120 руб. В качестве накопительного используется конденсатор B25650-D2248A-4, производимый фирмой EPCOS. Его средняя стоимость составляет 42000 руб. Примерная стоимость LC-фильтра будет складываться из стоимостей конденсаторной батареи и индуктивного дросселя. Примерная стоимость конденсаторной батареи емкостью С=800 мкФ составит 203933 руб. На основании анализа информации о ценах различных индуктивных дросселей, а так же о средней стоимости 1 кг меди, взятой из сети Интернет, можно принять цену дросселя с индуктивностью L=1,74 мГн равной 302127 руб. Тогда итоговая стоимость LC-фильтра составит 506060 руб. В качестве датчика тока модуля КРМ /крм будет использоваться бесконтактный датчик на базе элемента Холла CSNM191, средняя цена которого составляет 7470 руб. В качестве датчика напряжения на накопительном конденсаторе uce будет использован датчик LV100-SP84, средняя цена которого составляет 12925 руб. Для тиристорного ключевого элемента используются устройства Т353-800-32, стоимость которых составляет 10300 руб.

Вся имеющаяся информация о ценах на элементы силовой схемы КРМ сведена в таблицу 5.4. Полная стоимость одного модуля КРМ составит 960735 руб. С учетом того, что для оборудования одного электровоза 2ЭС5К требуется четыре модуля (по одному на каждый ВИП), полная стоимость оборудования составит 3842940 руб.

Таблица 5.4 - Стоимость элементов силовой схемы модуля КРМ

Наименование Цена, руб Кол-во, шт Стоимость, руб

Транзисторный модуль МТКИ-1200-33Н 77800 4 311200

Драйвер ДРИ11-30-33-60П1К-1 15120 4 60480

Накопительный конденсатор В25650-02248Л-4 42000 1 42000

РС-фильтр 506060 1 506060

Тиристорный ключ Т353-800-32 10300 2 20600

Датчик тока /крм CSNM191 7470 1 7470

Датчик напряжения исе ЦУ100^Р84 12925 1 12925

Итого 960735

5.2 Оценка экономической эффективности применения управляемого КРМ

на электровозе

Экономическая эффективность от внедрения КРМ на электровозах складывается из следующих факторов:

1) Экономия за счет снижения тарифа на электроэнергию при участии потребителя в мероприятиях по уменьшению потребления реактивной мощности;

2) Экономия за счет уменьшения потребления активной энергии от тяговой подстанции.

Согласно приказу Федеральной службы по тарифам от 31 августа 2010 г. №219-э/6 [75], введен порядок расчета повышающего (понижающего) коэффициента к тарифу на услуги по передаче электрической энергии в зависимости от соотношения потребления активной и реактивной мощности:

К = 1 + П-С, (5.4)

где П - составляющая повышения тарифа за потребление реактивной мощности сверх установленных предельных значений;

С - составляющая снижения тарифа за участие потребителя по соглашению с сетевой организацией в регулировании реактивной мощности.

Составляющая повышения тарифа определяется в соответствии с формулой:

П = ±0,2^Фф ^, (5.5)

где - фактическое значение коэффициента реактивной мощности в /-ой

точке присоединения в расчетном периоде (месяц);

- предельное значение коэффициента реактивной мощности в /-ой точке присоединения. Согласно приказу Министерства топлива и энергетики Российской Федерации №380 от 23 июня 2015 [45], предельное значение коэффициента реактивной мощности для потребителя, подключенного к сети напряжением 110 кВ, составляет =0,5.

di - отношение электрической энергии, потребленной в часы больших (малых) суточных нагрузок, установленных в приказе №49, к общему объему электрической энергии, потребленной в /-ой точке присоединения за расчетный период (месяц), за вычетом периодов привлечения потребителя к регулированию реактивной мощности.

Составляющая снижения тарифа определяется по формуле:

С = 0,2^фв/ ^фф/, (5.6)

где - верхняя граница регулирования коэффициента реактивной мощности

в /-ой точке присоединения в расчетном периоде (месяц);

dрi - отношение электрической энергии, потребленной в часы привлечения потребителя к регулированию реактивной мощности, к общему объему электрической энергии, потребленной в /-ой точке присоединения за расчетный период (месяц).

Итоговая ставка тарифа на электроэнергию определяется по формуле:

Сэн = БК, (5.7)

где Б - базовая ставка тарифа на электроэнергию.

Для оценки расчетов примем ряд допущений:

1) На рассматриваемом участке обращаются только грузовые поезда. Эксплуатируются только электровозы серии 2ЭС5К, оборудованные КРМ.

2) Загруженность участка составляет 30 пар поездов в сутки.

3) Размеры движения на участке выбраны таким образом, что на одной фидерной зоне по обоим путям находится только по одному поезду.

4) Учитывается наличие устройств продольной емкостной компенсации (УПК) на тяговых подстанциях. За основу приняты устройства, установленные на станции Ацвеж ГЖД [13], генерирующие реактивную мощность ^нупк=1680 квар при /н=850 А.

На первом этапе расчета, в качестве базового варианта, будет рассматриваться работа электрической железной дороги с тяговыми подстанциями, оборудованными УПК, в сравнении с железной дорогой без УПК. Известно, что стоимость 1 кВтч электроэнергии составляет Сэн=2,65 руб/кВтч. Считая, что данный тариф сформирован уже с поправкой на наличие УПК на подстанциях, на первом этапе расчета необходимо определить базовую ставку тарифа на электроэнергию Б, как:

С

Б = (5.8)

Кб ' '

где Кб - коэффициент повышения (снижения) ставки тарифа для базового варианта.

Поскольку в расчете учтено наличие постоянно работающих на подстанции компенсирующих устройств, то множитель di в формуле (5.5) обратится в ноль, поскольку потребитель постоянно участвует в мероприятиях по регулированию реактивной мощности. Это так же приведет к обращению в ноль составляющей повышения тарифа П в формуле (5.4). Множитель dрi в формуле (5.6) напротив станет равен единице, поскольку вся активная энергия потребляется в период участия в регулировании реактивной мощности. В итоге, выражение (5.4) примет вид:

К = 1-0,2^фи ). (5.9)

За верхнюю границу регулирования реактивной мощности 1§фВ/ в базовом варианте принимается случай, когда УПК полностью отключены, т. е. на железной дороге полностью отсутствуют компенсирующие устройства. На основании расчетов, проведенных в пункте 4.3, принимаем для такого случая 1§фВ/=1,46.

Фактическое значение коэффициента реактивной мощности в /-ой точке присоединения в расчетном периоде можно определить по формуле:

tgФфi = А^, (5.10)

где Адп/ст - реактивная энергия, потребленная от тяговых подстанций за расчетный период;

АРп/ст - активная энергия, потребленная от тяговых подстанций за расчетный период.

Поскольку на рассматриваемом участке каждые сутки повторяется выполнение одного и того же графика движения, то множители, отражающие время, в числителе и знаменателе формулы (5.10) будут одинаковыми. Следовательно, в качестве расчетного периода можно принять один час. При этом в базовом варианте на участке присутствуют только электровозы с типовой силовой схемой, потому суточное значение tgфФi будет совпадать с часовым. На основании расчетов, проведенных в пункте 4.3, можно принять величины расходов энергий за час:

- реактивной =5186,79 кварч;

- активной АРчп/ст =3542,74 кВтч.

Поскольку при расчете рассматривается участок с малой нагрузкой, /п/ст будет меньше номинального тока УПК 1н, что приведет к снижению её эффективности. Определим это снижение. Из графика действующего значения потребляемого электровозом тока 1кс1 (см. приложение Н, рис Н.19), видно, что его максимальное значение составляет 1тах=285 А. В качестве допущения, будем считать, что оба электровоза постоянно потребляют максимально возможный ток, равномерно распределяющийся между подстанциями, т. е. эффективность УПК всегда будет максимально возможной для нашего варианта расчета.

Ток УПК будет ниже номинального и составит:

285

М =

100% = 33,53%.

V 850 у

Соответственно, уменьшится и генерируемая УПК реактивная мощность: £упк = 1680 • 0,3353 • 2 = 1126,61 квар.

Отдаваемая УПК за час реактивная энергия составит ^упк=1126,61 кварч.

На эту величину снизится потребление реактивной энергии подстанциями от

внешнего источника, т. е. электростанции.

Тогда величина 1§фФг- составит:

5186,79 -1126,61 1 1

1§фФ/ =---— = 1,1461.

Фг 3542,74

Подставим полученные числа в (5.9):

Кб = 1- 0,2(1,46 -1,1461) = 0,93722 . Тогда базовый тариф на электроэнергию составит:

Л /ГГ

Б = —,-= 2,828 руб/кВтч.

0,93722

На втором этапе расчета определим новую ставку тарифа на электроэнергию Скнм при оборудовании эксплуатирующихся на участке электровозов предложенными КРМ.

Определим количество работающих на участке электровозов. Оборот локомотива Тб определяем по формуле:

^б = ^ + ^пр, (5.11),

Ууч

где /уч - длина участка, /уч=144,9 км; ууч - участковая скорость, ууч=68,35 км/ч; ?пр - время простоя локомотива, ?пр=4 ч.

2 144 9

= ^ + 4 = 8,24 ч.

б 68,35

Время работы участка в сутки с учетом технологического перерыва составляет 22 ч. Число оборотов одного локомотива на участке за это время составит:

22

поб =-= 2,67 = 2,5.

об 8,24

Тогда количество электровозов для выполнения заданных размеров движе-

ния составит:

30

пэл = — = 12. 2,5

эл

Таким образом, для проведения работ по внедрению предлагаемого КРМ, необходимо провести модернизацию двенадцати электровозов. Затраты на их оборудование составят 46115280 руб.

Как и в предыдущем случае, можно использовать значения активных и реактивных энергий, потребляемых за час. Так же следует учесть, что при использовании управляемых КРМ на электровозах, происходит снижение действующего значения тока тяговых подстанций, что так же уменьшит реактивную мощность, генерируемую УПК. Проведем оценку этого снижения. Из графика действующего значения тока 1кс1 потребляемого электровозом, оборудованным предложенным устройством, (см. приложение М, рисунок М.34), видно, что его максимальное значение составляет 1тах=238 А. Предложенные для базового варианта допущения при этом остаются в силе. Ток УПК будет ниже номинального и составит:

М