DIPLOMOVÁ PRÁCA Priezvisko a meno: Tomáš Chovanec Rok: 007 Názov diplomovej práce: Rekonštrukcia meničovej výzbroje lokomotívy 71E Fakulta: elektrotechnická Katedra: výkonových elektrotechnických systémov Počet strán: 60 Počet obrázkov: 9 Počet tabuliek: 4 Počet grafov: 0 Počet príloh: 9 Počet použitých literatúr: 13 Anotácia: Cieľom diplomovej práce je analýza výkonových obvodov elektrického rušňa 71E z hľadiska prevádzkovej spoľahlivosti a energetickej náročnosti. Na základe výsledkov analýzy diplomová práca poskytuje návod na zlepšenie zistených nedostatkov. Funkčnosť navrhovanej výzbroje je teoreticky overená simuláciou. Výpočtová kapitola je venovaná porovnaniu pôvodného a dvoch inovačných návrhov z pohľadu energetických strát v impulzových meničoch kotiev. Annotation: Purpose of this graduation project is analyse of power electronic devices in electric locomotive 71E, its reliability and energetic consumption. On base of analyses results the thesis provided instruction to improve detected inadequacies. Function of suggested devices is abstractedly veryfied with simulation method. Chapter with calculations compares energetic losses in original device of anchor choppers and two sets of its innovative proposal. Kľúčové slová: impulzový menič, IGCT, IGBT modul, stratový výkon Vedúci diplomovej práce: doc. Ing. Jiří Drábek, PhD. Recenzent diplomovej práce: Konzultant diplomovej práce: Ing. Milan Šrámek, ŠKODA Transportation Dátum odovzdania diplomovej práce: 1. 5. 007
Obsah: Použité skratky a značky...1 1. ÚVOD..........3 1.1 HISTORICKÝ VÝVOJ TRAKČNEJ VÝZBROJE A MECHANICKEJ ČASTI RUŠŇOV ŠKODA JEDNOSMERNEJ SÚSTAVY 3 kv.. 3 1. VŠEOBECNÝ POPIS ELEKTRICKÉHO RUŠŇA 71E......5 1.3 POPIS MENIČOVEJ VÝZBROJE ELEKTRICKÉHO RUŠŇA 71E...7 1.3.1 Impulzový menič kotiev PULS DELTA...7 1.3. Impulzový menič budenia BATYR DELTA...8 1.3.3 Impulzový menič pomocných pohonov UNIPULS 80...9. DÔVODY PRE REKONŠTRUKCIU ELEKTRICKÉHO RUŠŇA 71E...9 3. MOŽNÉ VARIANTY REKONŠTRUKCIE SO ZRETEĽOM NA ZLEPŠENIE JEHO TRAKČNÝCH A ENERGETICKÝCH CHARAKTERISTÍK...1 3.1 ZLEPŠENIE ENERGETICKÝCH PARAMETROV DOSADENÍM REKUPERAČNÉHO BRZDENIA...1 3.1.1 Prvý variant rekuperačnej brzdy s možnosťou prepnutia na odporové brzdenie...13 3.1. Druhý variant rekuperačnej brzdy s pomerným riadením veľkosti rekuperovanej energie...15 3. ZLEPŠENIE ENERGETICKÝCH PARAMETROV ZVÝŠENÍM HYSTERÉZY RIADENIA PRI AUTOMATICKEJ REGULÁCII RÝCHLOSTI...17 3.3 ZLEPŠENIE TRAKČNÝCH CHARAKTERISTÍK ZVÝŠENÍM NAPÄTIA NA KOTVÁCH TRAKČNÝCH MOTOROV... 19 3.4 ZLEPŠENIE TRAKČNÝCH CHARAKTERISTÍK INDIVIDUÁLNYM RIADENÍM MOMENTOV JEDNOTLIVÝCH TRAKČNÝCH MOTOROV...0 3.4.1 Výpočet odľahčení vplyvom klopných momentov... 4. NÁVRH A DIMENZOVANIE MENIČOV UVAŽOVANÝCH PRE REKONŠTRUKCIU.....4 4.1 NÁVRH A DIMENZOVANIE IMPULZOVÝCH MENIČOV KOTIEV. 4 4. NÁVRH A DIMENZOVANIE IMPULZOVÝCH MENIČOV BUDENIA 6
4.3 NÁVRH A DIMENZOVANIE IMPULZOVÝCH MENIČOV POMOCNÝCH POHONOV..... 7 4.4 NÁVRH A DIMENZOVANIE IMPULZOVÝCH MENIČOV SHUNTOVANIA KOTIEV.....8 4.5 NÁVRH A DIMENZOVANIE BRZDOVÝCH IMPULZOVÝCH MENIČOV...30 4.6 VOĽBA CHLADIACEHO MÉDIA...31 5. OVERENIE VLASTNOSTÍ REKONŠTRUOVANÉHO ELEKTRICKÉHO RUŠŇA VÝPOČTAMI...33 5.1 ČINNOSŤ IMPULZOVÉHO MENIČA PULS DELTA...33 5. VÝPOČET STRÁT V PÔVODNOM MENIČI PULS DELTA...36 5..1 Silové súčasti impulzového meniča...37 5.3 VOĽBA POLOVODIČOVÉHO PRVKU PRE NOVÉ IMPULZOVÉ MENIČE...4 5.4 URČENIE STRÁT IMPULZOVÝCH MENIČOV KOTIEV S IGCT PRVKAMI...46 5.4.1 Variant pôvodnej koncepcie štyroch meničov s presadeným riadením...46 5.4. Variant skupinovej koncepcie dvoch meničov...51 6. ZÁVEREČNÉ ZHODNOTENIE.... 57 7. POUŽITÁ LITERATÚRA...60
ZOZNAM POUŽITÝCH SKRATIEK: ARR automatický regulátor rýchlosti ČD České dráhy ČSD Československé štátne dráhy DAKO-BSE elektrický ovládaný brzdič priebežnej vlakovej brzdy EDB elektrodynamická brzda GPRS General Packet Radio Service mobilná dátová služba prístupná užívateľom GSM mobilných zariadení GVD grafikon vlakovej dopravy GTO gate turn off = vypínateľné hradlo, plne riaditeľný tyristor vypínaný impulzom zápornej polarity na riadiacu elektródu HDV hnacie dráhové vozidlo IEGT injection enhanced gate tranzistor = tranzistor so zvýšeným sýtením riadiacej IGBT- insulated gate bipolar transistor = bipolarný tranzisor s izolovaným hradlom Elektródy IGCT -integrated gate comutated thyristor = integrovaný hradlovo komutovaný tyristor (iné pomenovania: IGC tyristor, IGCT modul, GCT modul) PNP, NPN, PNPN usporiadanie polovodičových štruktúr (P- polovodič typu P -positive, N- polovodič typu N negative) RC IGCT reverse conducting IGCT = spätne vodivý IGC tyristor RB IGCT reverse blocking IGCT = spätne blokovací IGC tyristor RCT reverse conducting tyristor = spätne vodivý tyristor (SCR) SCR semiconductor controlled rectifier = polovodičový riadený usmerňovaní prvok, klasický poloriaditeľný tyristor SOA Safe Operating Area = oblasť bezpečnej činnosti polovodičového prvku; graficky vyjadrená plochou, zvyčajne obmezenou max. prúdom, napätím a výkonom TM trakčný motor ŽSR Železnice Slovenskej republiky ZSSK Železničná spoločnosť Slovensko
ZOZNAM POUŽITÝCH ZNAČIEK: a pomerné otvorenie C K komutačný kondenzátor D H hlavná dióda D 0 nulová dióda D Z zhasínacia dióda f P pracovná frekvencia I AV stredná hodnota prúdu I EF efektívna hodnota prúdu I DH prúd hlavnou diódou I CK prebíjací prúd komutačného kondenzátora I DZ prúd zhasínacou diódou I TH prúd hlavným tyristorom I TZ prúd zhasínacím tyristorom I Z prúd záťažou (= vyhladzovacou tlmivkou a kotvami trakčných motorov) L K komutačná tlmivka L O obmedzovacia tlmivka Q1 až Q8 náboje premiestnené v intervaloch t1 až t8 ŠI šírka impulzu T H hlavný tyristor T Z zhasínací tyristor t1 až t8 intervaly činnosti impulzového meniča PULS DELTA U Cf napätie na hlavnom filtri U Z napätie na záťaži (= na vyhladzovacej tlmivke a kotvách trakčných motorov) U TV napätie trakčného vedenia (v zásade totožné s Ucf) U m napätie na trakčných motoroch I TRV trvalý prúd trakčných motorov π Ludolfovo číslo ( 3,14) ω K kruhová frekvencia LC komutačného obvodu
1. ÚVOD 1.1 HISTORICKÝ VÝVOJ TRAKČNEJ VÝZBROJE A MECHANICKEJ ČASTI RUŠŇOV ŠKODA JEDNOSMERNEJ SÚSTAVY 3 kv V päťdesiatych rokoch minulého storočia započali Československé štátne dráhy (ČSD) s elektrifikáciou severného hlavného ťahu jednosmernou napäťovou sústavou 3 kv. Koncernový podnik ŠKODA Plzeň (Závody V.I.Lenina) ako monopolný výrobca elektrických rušňov mal za úlohu dodávať pre novoelektrifikované trate hnacie vozidlá závislej trakcie. Elektrická časť nových rušňov vychádzala z osvedčenej koncepcie odporovej regulácie výkonu. Tá bola realizovaná ako nepriama, pneumaticky poháňaným hlavným kontrolérom s vačkovými stykačmi. Bez väčších úprav bola osadzovaná na nové rušne takmer dva ďalšie desaťročia. Mechanická časť sa od predvojnových rušňov (pre napätie 1,5 kv) líšila, najmä upustením od rámového pojazdu a behúňov. Vzhľadom na to, že s výrobou podvozkových vozidiel, s využitím celej hmotnosti ako adhéznej, nemali ešte plzeňskí konštruktéri skúsenosti, pri výrobe prvého typu 1E (E499.0 / 140) boli nútení použiť viaceré licenčné prvky. Získavaním cenných praktických skúseností boli u ďalších typov vozidiel licenčné prvky postupne nahradzované súčasťami domácej konštrukcie (listové primárne vypruženie, kĺbová spojka Chadži-Škoda...). Koncepcia pojazdu rušňov ČSD pre sústavu 3 kv sa ustálila v usporiadaní Bo Bo s plne odpruženými, respektívne Co Co s tlapovými trakčnými motormi pre ťažké nákladné vlaky. Posledný stroj typu 57E (E469.3 / 13) určený pre skúšobný okruh dostal nové testovacie podvozky pre vyššie rýchlosti v kolískovom prevedení s vinutými pružinami v oboch stupňoch. Po úspešných testoch sa tieto podvozky začali osadzovať prakticky na všetky ďalšie sériovo vyrábané traťové stroje. Trakčné obvody nových vozidiel boli inovované trvalo zaťažiteľnými fechralovými odporníkmi. Tieto hlavné charakteristické prvky sú príznačné pre rušne Škoda II.generácie. V podniku ČKD Elektrotechnika už v tom čase prebiehal vývoj impulzových meničov pre posunovacie trakčné vozidlá za účelom zvýšenia energetickej účinnosti regulácie. Elektrická časť traťových vozidiel II.generácie bola ďalej zdokonaľovaná, vďaka dobrým skúsenostiam s polovodičovou technikou ČKD na posunovacích vozidlách, počínajúc typom 71E (E499.3001-3060 / 163) odvodeným z typu 69E (ES499.1 / 363) začali byť všetky nové série pre ČSD osadzované málostratovou impulzovou reguláciou výkonu. - 3 -
Desaťročie po nástupe II.generácie vozidiel predstavil podnik Škoda Plzeň prototyp rušňa III.generácie. Pokrokové vozidlo typu 85E (169) v mechanickej časti vynikalo alternatívnymi bezprevodovými podvozkami s výrazne zmenšeným rozvorom a vypružením Flexicoil, v časti elektrickej boli prvý krát použité asynchrónne trakčné motory (pomalobežné, alternatívne rýchlobežné) napájané zo znížujúcich impulzových meničov a prúdových striedačov. Aj napriek týmto sľubným proporciám sa však sériová výroba vozidiel III.generácie nezapočala. Dôvodom bola predovšetkým určitá nedôvera odberateľa k praxou neovereným inováciám v súvislosti s relatívne dlhou dobou prototypových skúšok a zmena politickej situácie po roku 1989. Po, takpovediac, neúspechu asynchrónneho rušňa 85E dali ČSD pri ďalšej obnove parku hnacích vozidiel prednosť nákupu osvedčených sérií II.generácie typu 71E, výrobcom postupne zdokonaľovaných na typy 98E (16) a 99E (163.061-10). Hoci som veľkým sympatizantom strojov radu 16,163, podľa môjho názoru nebol nákup ďalších sérii, aj keď osvedčených, ale už počas výroby technicky zastaralých vozidiel s jednosmernými motormi, najlepším riešením. Na vozbu ťažkých rýchlikov a nákladných vlakov ako náhradu za prvogeneračné šesťnápravové rušne uvažovali ČSD tesne pred rozdelením federácie nákup nových šesťnápravových rušňov 93E (184) s priaznivejším vplyvom na traťový zvršok s usporiadaním náprav Bo Bo Bo. Sériová výroba tohto, pravdepodobne posledného, typu strojov II.generácie pre finančné potiaže nástupnických organizácii rozdelených ČSD už nenastala, prototypy a rušne overovacej série v počte 4 kusy odkúpil súkromný dopravca. Vozidlá 93E, koncepčne vychádzajúce z typu 71E, osadené pokrokovejšou meničovou výzbrojou s GTO tyristormi, sú pre uvažovanú rekonštrukciu radu 163 prinajmenšom inšpiratívne. Dnes, dvadsať rokov po predstavení asynchrónneho rušňa III.generácie 85E, sa pripravuje ďalší prototyp stroja III.generácie, tentoraz už viacsystémový typ 109E (380). Aj keď technické parametre a elektrická časť odpovedajú najnovším trendom vo výrobe hnacích vozidiel (najmä napäťové striedače s vypínateľnými prvkami), mechanická časť rušňa vychádza v podstate z dvadsať rokov starej koncepcie. Aj tu si znovu dovolím vysloviť poľutovanie nad skutočnosťou, že sa podniku Škoda v tvrdom konkurenčnom boji európskych výrobcov nepodarilo presadiť na trhu s rušňom tretej generácie o niečo skôr. V každom prípade je budúcnosť vozidiel závislej trakcie a koncepcie ich meničovej výzbroje, nastúpeným trendom v horizonte najbližších rokov, jednoznačne daná. - 4 -
Tabuľka 1.1 Traťové elektrické rušne ŠKODA jednosmernej sústavy 3 kv s rozchodom 1435 mm typ/rad generácia rok výroby regulácia, elektrická časť 1E/E499.0(140) I 1953-58 Odporová, liatinové odporníky, hlavný kontrolér s vačkovými stýkačmi mechanická časť Bo Bo Winterthur, primárne vypruž. pružinové, sekundárne listové, pružná spojka Sécheron 30E/E499.1(141) I 1959-60 dtto Bo Bo primárne vypruž.listové 43E/E469.1(11) I 1960 dtto Bo Bo dtto 31E/E669.1(181) I 1961-6 dtto Co Co primárne aj sekundárne listové, tlapové tr.motory 59E/E669.(18) I 1963-65 dtto Co Co primárne aj sekundárne listové, tlapové tr.motory 57E/E469.(1) I 1967 dtto Bo Bo primárne aj sekundárne listové, kĺbová spojka Škoda 57E/E469.3(13) I 1971 dtto Bo Bo dtto 61E/E669.(183) I 1971 dtto Co Co primárne aj sekundárne listové, neskôr pruž.,tlapové TM 79E/E479.0(130)II 1977 Odporová, fechralové odporníky, hlavný kontrolér s vačkovými stýkačmi 65E/E499.(150)II 1978 Odporová, fechralové odporníky, elektropneumat. stýkače, medzikontrolér 58E/E479.1(131)II 1980-8 Odporová, fechralové odporníky, hlavný kontrolér s vačkovými stýkačmi Bo Bo primárne aj sekundárne pružinové, klbová spojka Škoda Bo Bo dtto Bo Bo + Bo Bo dtto 71E/E499.3(163)II 1984-86 Impulzová, SCR tyristory Bo Bo dtto 85E/169 III 1987 Impulzová, RCTyristory, +prúdové striedače, asynchrónne TM Bo Bo prim.pružinové,sekund.pružinové flexicoil, priamy pohon dutým hriadelom,resp.spojkou Škoda 98E/16 II 1991 Impulzová, SCR, RCTyristory Bo Bo primárne aj sekundárne pružinové, klbová spojka Škoda 99E/163 II 199 Impulzová, RCTyristory Bo Bo dtto 93E/184resp.164 II 1994-99 Impulzová, GTO tyristory Bo Bo Bo dtto 1. VŠEOBECNÝ POPIS ELEKTRICKÉHO RUŠŇA 71E Elektrický rušeň typu 71E koncepciou elektrickej aj mechanickej časti odpovedá II.generácii vozidiel Škoda. Celokovová skriňa s hlavným rámom je zavesená na dvoch dvojnápravových podvozkoch s usporiadaním Bo Bo. Štyri plne odpružené trakčné motory AL454FiR konzolami a pätkami upevnené o rámy podvozkov, prostredníctvom jednostranných jednostupňových prevodoviek s prevodom 81:3 individuálne poháňajú dvojkolesia s priemerom 150 mm. Prenos krútiaceho momentu z rotora trakčného motora na pastorok nápravovej prevodovky pri zmenách polohy ich - 5 -
osí následkom pruženia sprostredkováva kĺbový hriadeľ ŠKODA uložený v dutine rotora. Zvislé vypruženie je realizované v dvoch stupňoch skrutkovými pružinami. Priečne vypruženie umožňujú zvislé závesy vnútri pružín sekundárneho vypruženia. Periodický rozkmit primárneho aj sekundárneho zvislého, ako aj priečneho vypruženia je tĺmený hydraulickými tlmičmi. Postranná medzipodvozková spojka zabezpečujúca vzájomnú smerovú väzbu oboch podvozkov je v súčasnosti na väčšine vozidiel demontovaná. Na vyrovnávanie nápravových tlakov rozvážených vplyvom klopných momentov v podvozkoch slúžia celkom štyri pneumatické valce. Tie počas rozjazdu pritláčajú čelník rámu podvozku vždy nad prvou a treťou osou v smere jazdy. Ich veľkosť je navyše eliminovaná nízko uloženým otočným čapom (500 mm) pri rozvore podvozku 300 mm. Vplyv klopných momentov vznikajúcich v skrini rušňa je čiastočne eliminovaný 10 percentným elektrickým rozvážením prúdov kotiev jednotlivých motorových skupín. Elektrické trakčné obvody sa vo vstupnej časti v zásade zhodujú s ostatnými jednosmernými vozidlami, obsahujú prvky prepäťovej ochrany a obmedzovací reaktor L01. Strešnou priechodkou je energia privádzaná do strojovne na obvody merania istené poistkou F1, cez hlavný vypínač Q01 na vetvu vlakového kúrenia; cez nadprúdové relé K09 a stýkač K85 na vykurovacie spojky X06, X07, energia pre trakciu ďalej cez vstupnú cievku diferenciálneho relé K03, filtračnú indukčnosť L03, oddeľovací diódodový blok U11 a nabíjací stýkač filtra K36 na kondenzátory hlavného filtra C04. Ten je tvorený sadou 30 kusov paralelne zapojených elektrolytických kondenzátorov s celkovou kapacitou,4 mf. Z hlavného filtra je napájaná štvorica impulzových meničov U03 až U06 v obvode kotiev trakčných motorov, cez poistku F11 obvody vykurovania a klimatizácie rušňovodičských stanovíšť a ďalej cez diferenciálne relé pomocných pohonov K11 impulzový menič pomocných pohonov U60 napájajúci prvky pomocných pohonov. Z kapacitného deliča hlavného filtra C05 (x1500 V) je napájaný impulzový menič budenia cudzobudených trakčných motorov U09. Trakčný obvod v zemnej vetve sa uzatvára cez výstupnú cievku diferenialného relé K03 a bočník elektromeru P0.B na štvoricu nápravových zberačov X03. - 6 -
1.3 POPIS MENIČOVEJ VÝZBROJE ELEKTRICKÉHO RUŠŇA 71E Meničová výzbroj vozidiel 71E je charakteristická použitím sériových reťazcov SCR tyristorov a antiparalelných diód montážne usporiadaná v tzv. blokoch KOMPAKT s L-C komutačnými zhasínacími obvodmi. Táto koncepcia odpovedá technickým možnostiam najmä súčiastkovej základne prvkov výkonovej elektroniky z obdobia počiatku 80-tych rokov minulého storočia. Impulzové meniče pre rušne ŠKODA (vrátane typu 71E) v tom čase vyvíjal aj dodával podnik ČKD elektrotechnika Praha. Na rušni s ohľadom na použitie cudzobudených trakčných motorov nájdeme výkonové polovodičové prvky v troch druhoch impulzových meničov a v bloku oddeľovacích diód. Impulzové meniče umožňujú plynulé, bezkontaktné a málostratové riadenie napätia kotiev trakčných motorov, ich budiacich vinutí a sériových motorov pomocných pohonov. 1.3.1 Impulzový menič kotiev PULS DELTA Riadenie napätia kotiev je realizované celkom štyrmi blokmi meničov PULS DELTA. Bloky osadené hlavnými aj zhasínacími tyristormi umožňujú frekvenčne fázové riadenie na troch pevných pracovných frekvenciách 33 1/3, 100 a 300 Hz s plynule meniteľnou šírkou impulzu. Voľba pevných pracovných frekvencií bola podmienená kompatibilitou najmä so zariadeniami v zabezpečovacej technike ČSD (zakázané frekvencie 5Hz, 50 Hz, 75 Hz, 75 Hz) a technickými možnosťami vtedy vyrábaných polovodičových prvkov. Jadro regulačného rozsahu predstavuje najvyššia frekvencia 300 Hz hlavne kvôli obmedzeniu najväčšieho zvlnenia prúdu blokom meniča pri pomernom otvorení 0,5. Počiatočné rozjazdové frekvencie 33 1/3 Hz a 100 Hz umožňujú dosiahnutie potrebných hodnôt minimálnych pomerných otvorení, (od 0,0157) inak limitovaných najmenšou možnou šírkou impulzu cca 400 µs. Znížená frekvencia 100 Hz pri maximálnom pomernom otvorení 0,9 zas znižuje značné spínacie straty meničov v oblasti menovitého výkonu. Pri elektrodynamickom brzdení je spôsob riadenia kotevných meničov obdobný, inverzný od rýchlosti, avšak regulačný rozsah je obmedzený maximálnym pomerným otvorením a = 0,45 pri frekvencii 300 Hz. Vždy dva susedné bloky kotevných impulzových meničov pracujú paralelne do spoločnej záťaže tvorenej dvoma sériovo spojenými kotvami trakčných motorov priľahlého podvozku. Za účelom eliminácie striedavej zložky prúdu odoberaného - 7 -
z filtra je činosť dvoch paralelných meničov jedného podvozku v protifáze, presadená o 180 stupňov a fázy jednotlivých podvozkov sú ešte presadené o 90 stupňov. V reále počas jednej periódy teda prichádza hlavný impulz najskôr na prvý blok, potom na tretí, druhý a napokon na štvrtý. Frekvencia striedavej zložky prúdu odoberaného z filtra vďaka presadenému riadeniu dosahuje štvornásobné hodnoty pôvodných pracovných frekvencií (133 1/3 Hz, 400 Hz a 100 Hz). Stredná hodnota prúdov jednotlivých blokov je však štvrtinová v porovnaní so strednou hodnotou celkového prúdu odoberaného z kondenzátora hlavného filtra, preto vďaka presadenému riadeniu pri štvornásobnom znížení amplitúdy striedavej zložky je zvlnenie celkového prúdu znížené 16-násobne. Zvlnenie prúdu záťažou znižujú štyri vyhladovacie tlmivky s indukčnosťou 4x11 mh, zapojené na výstupy jednotlivých blokov meničov ako súčasť nulových obvodov kotiev. Opäť tu platí, že vďaka presadenej činnosti meničov príslušného podvozku je po superpozícii ich prúdov v kotvách trakčných motorov celkové zvlnenie štyrikrát menšie, ako zvlnenie prúdov jednotlivých tlmiviek. 1.3. Impulzový menič budenia BATYR DELTA Reguláciu budenia trakčných motorov zabezpečuje meničový blok BATYR DELTA. Obsahuje dvojicu impulzových meničov typu Morgan 1, teda bez zhasínacích tyristorov umožňujúcich frekvenčné riadenie. To sa deje v násobkoch základnej frekvencie 33 1/3 Hz (33 1/3, 66 /3... 900 Hz), teda stupňovito, nakoľko šírka impulzu je konštantná, odpovedajúca dobe trvania L-C kmitu závislej na parametroch komutačných prvkov. Dvojica meničov bloku BATYR DELTA je napájaná z kapacitného deliča C05 x 1500 V tvoreného dvomi sériovo zapojenými kodenzátormi, každý o kapacite 80 µf s vyvedeným stredom. Z dôvodu eliminácie striedavej zložky prúdu tečúceho do kapacitného deliča pracujú jednotlivé bloky opäť v 180 stupňovej protifáze do záťaže tvorenej sériovo zapojenými všetkými štyrmi budiacimi vinutiami. Vzhľadom na maximálne celkové napätie pri plnom budení asi 300 V musí byť aj maximálne pomerné otvorenie oboch fáz impulzového meniča pomerne malé, a to cca a= 0,1. V skrini bloku BATYR DELTA sa nachádzajú aj tyristory rýchlej ochrany filtra. - 8 -
1.3.3 Impulzový menič pomocných pohonov UNIPULS 80 Blok impulzových meničov UNIPULS 80 slúži na vytvorenie 600 voltovej stabilizovanej siete pre pomocné pohony a náväznú reguláciu motorov ventilátorov, kompresorov a napájanie statického nabíjača. Primárny impulzový menič koncepcie Morgan1 ako predradný znižujúci menič napätia, rovnako ako menič budenia, pracuje frekvenčne, stupňovito, od 33 1/3 Hz po 900 Hz s odstupňovaním po 33 1/3 Hz. Frekvencia spínania sa reguluje s ohľadom na veľkosť trolejového napätia a pripojenú záťaž tak, aby sa na výstupe v medziobvode dosiahlo konštantné jednosmerné napätie 600 V. Z medziobvodu sú následne napájané dva meniče pre ventilátory, dva pre kompresory a statický nabíjač 48 V batérie G01. Štvorica sekundárnych meničov využíva komutačné obvody Morgan1 bez spätnej diódy, s tvrdou komutáciou, kde prebíjanie komutačného kondenzátora prebieha cez záťaž. Meniče pre ventilátory automaticky regulujú napätie na ich motoroch v rozmedzí 0 až 440 voltov. Pri menej ako 0 % trakčného výkonu a pri dochladzovacom režime je výstupné napätie pre ventilátory 100 voltov. Meniče pre kompresory regulujú rozbeh a dobeh motorov kompresorov z 0 na 440 voltov obmedzujúc prúdové rázy pri spúšťaní. Spúšťanie a vypínanie kompresorov sa riadi automaticky, v závislosti na tlaku vzduchu v hlavnom vzduchojeme. Činnosť pomocných pohonov (ventilátorov aj kompresorov) môže rušňovodič v obmedzenej miere ovládať aj ručne.. DÔVODY PRE REKONŠTRUKCIU ELEKTRICKÉHO RUŠŇA 71E Aj napriek tomu, že vozidlá rady 163 patria stále medzi najmodernejšie hnacie vozidlá závislej trakcie na tratiach ŽSR, ich trakčnú výzbroj koncipovanú v rokoch 1977-78 môžeme s ohľadom na súčasné trendy západoeurópskych železníc dnes považovať za zastaralú. Zastaralú v použití málo výkonných komutačne zhasínaných polovodičových prvkov impulzových meničov vplývajúcich na relatívne vysoké energetické straty, zastaralú v koncepci impulzových meničov s ohľadom na obmedzené možnosti trakčného využitia vozidla a zastaralú použitím komutátorových trakčných motorov prinášajúc zvýšené náklady na údržbu. Snáď najväčším nedostatkom - 9 -
predrevolučnej výzbroje, zloženej prevažne zo súčiastkovej základne dnes už nejestvujúcich firiem je takmer nulová dostupnosť náhradných dielov. Relatívne zachovalá mechanická časť vrátane rušňovej skrine s možnosťou ďalšieho predlžovania životnosti generálnymi opravami v podstate nie je limitujúcim faktorom budúcnosti týchto vozidiel. V súčasnej ekonomickej situácii naších železníc s minimálnou kúpyschopnosťou nových rušňov, kedy sú ešte s perspektívou prevádzkované aj vozidlá 1. generácie, časový horizont náhrady modernejších strojov 71E novými vozidlami je úplne v nedohľadne. Za týchto okolností sa javí modernizácia rušňov 71E ako výrazne perspektívna, schopná aspoň sčasti opäť priblížiť tieto vozidlá priemerným parametrom súčasných západoeurópskych strojov. Dovolím si však poznamenať, že v podmienkach, kedy zatiaľ nedošlo ani k náhrade stratovej odporovej regulácie početných sérii vozidiel. generácie impulzovou reguláciou, je celý zmysel náhrady impulzovej meničovej výzbroje novšou meničovou výzbrojou tyristorových strojov 71E prinajmenšom diskutabilný. Pokiaľ sa však otvorí otázka poruchovosti rušňov 71E, z hľadiska prevádzkovej spoľahlivosti patria nepochybne medzi menej spoľahlivé vozidlá na tratiach naších železníc. Aj napriek eliminácii počtu výkonových kontaktných prvkov (stýkačov) oproti prvogeneračným rušňom osadených odporovou reguláciou, tyristorové vozidlá 71E sa spoľahlivosťou strojom I.generácie nikdy nevyrovnali. Štatistika poruchovosti niektorých konštrukčných celkov od januára 004 získaná na skúšobni Strediska údržby a opráv Žilina je graficky vyjadrená na obrázku.1. Do štatistiky som pre väčšiu objektívnosť zahrnul všetky typy vozidiel s trakčnou výzbrojou odpovedajúcou typu 71E (rady 16,163,36,363) a naopak, vynechal som rušne 163.101 111 (99E) s inovovanými RCT meničmi konštrukčnej skupiny M. Na obrázku. je grafické znázornenie percentuálneho podielu porúch analyzovaných silových meničov. - 10 -
Obrázok.1 Obrázok. Hoci dlhodobo najslabším miestom tyristorových rušňov druhej generácie je impulzový menič pomocných pohonov, UNIPULS 80, dovolím si podotknúť, že pod jeho nepriaznivú bilanciu sa vo veľkej miere podpísali nevhodne koncipované ochrany a riadiace obvody (stýkač K116) ako aj regulátory EDYN 1,13. Spoľahlivosť silovej časti UNIPULSu je porovnateľná so spoľahlivosťou ostatnej meničovej výzbroje na rušni. Je pritom pozoruhodné, že aj napriek všeobecne horšej reputácii kontaktných - 11 -
prvkov, predstavujú trojicu najporuchovejších celkov práve progresívnešie bezkontaktné zariadenia (viď Obr..1) Pri rekonštrukcii zastaralej silovej výzbroje by sa preto mala venovať plná pozornosť aj inovácii rovnako zastaralej riadiacej elektroniky, jej jednoduchšiemu, no dôslednému prepojeniu s riadiacími obvodmi a ochranami. Taktiež by bolo vhodné na všetkých vozidlách nahradiť zubové snímače otáčok 3 SPL-0 modernejšími a spoľahlivejšími optickými snímačmi. 3. MOŽNÉ VARIANTY REKONŠTRUKCIE SO ZRETEĽOM NA ZLEPŠENIE JEHO TRAKČNÝCH A ENERGETICKÝCH CHARAKTERISTÍK 3.1 ZLEPŠENIE ENERGETICKÝCH PARAMETROV DOSADENÍM REKUPERAČNÉHO BRZDENIA Elektrodynamické brzdenie rekuperačné je jedným z najvýraznejších spôsobov zlepšenia energetickej účinnosti elektrickej vozby. Aj napriek tomu, že v porovnaní s optimálnym využitím energetických rezerv trakčných zariadení pevných aj pohyblivých, ide ideovo o relatívne jednoduchý a účinný spôsob úspory energie; na naších železniciach sa dodnes nevyužíva. V dobe neustáleho nárastu cien elektrickej energie, keď je vyvíjaný na jej odberateľov tlak na ekonomické využitie, (napr. aj dosadením elektromerov na HDV s GPRS prenosom) si minulosťou nedocenené rekuperačné brzdenie zaslúži plnú pozornosť. Rekuperácia energie v pravom slova zmysle predstavuje viaceré úskalia. V prvom rade je takpovediac nezáujem energetikov nadradenej rozvodnej siete o takto získanú energiu. Prakticky vôbec neplánovateľné, časovo veľmi premenlivé a priebehovo nekvalitné napäťové špičky dodávané do nadradenej sústavy najmä počas krátkodobého zastavovacieho brzdenia sú energetickej sieti skôr príťažou, preto nákup tejto energie by bol značne podhodnotený. V druhom rade pri premiestňovaní energie do nadradenej sústavy vznikajú okrem vedenia ďalšie straty na meničoch a transformátore napájacej stanice. Aj u železničných správ s dobrými skúsenosťami a tradíciou rekuperačného brzdenia, (alpské trate, Škandinávia) v drvivej väčšine elektrifikovaných jednofázovou sústavou so zníženým kmitočtom, nedochádza k vývozu energie mimo trakčnú a energetickú sieť železníc. - 1 -
Z uvedených faktorov vyplýva, že najvýhodnejšiu a praxou overenú formu rekuperácie by predstavoval presun energie čisto medzi vozidlami vyvíjajúcimi brzdnú a ťažnú silu v jednom napájacom úseku. Problematiku trvalého zaručenia odberu v medzimeniarenskom úseku v rámci ponechania energie v trakčnej sieti by som prioritne riešil dosadením akumulačných prvkov do meniarní, prípadne elektrickým prepojením napájacích staníc. Nakoľko však cieľom mojej diplomovej práce nie je úprava trakčných napájacích staníc na možnosť rekuperačného brzdenia, budem sa ďalej zaoberať iba úpravou elektrickej časti trakčného vozidla na tento účel s uvažovaním jeho prevádzky na neupravených napájacích úsekoch ŽSR, resp. ČD. Elektrický rušeň 71E v súčasnosti využíva dvojstupňové elektrodynamické brzdenie do odporov. Vďaka druhému stupňu brzdenia, tzv. zvyšujúcej transformácii impulzových meničov by rušeň už po malých úpravach silových a riadiacich obvodov dokázal rekuperovať energiu do trakčnej siete v relatívne širokom pásme rýchlostí (obmedzujúcim faktorom by bola okamžitá hodnota trolejového napätia a maximálna hodnota pomerného otvorenia meničov pri zvyšujúcej transformácii). 3.1.1 Prvý variant rekuperačnej brzdy s možnosťou prepnutia na odporové brzdenie Úprava by spočívala predovšetkým v odpojení zemnej vetvy brzdového odporníka R01, R0 (svorka B), dosadení nového výkonového kontaktu A1-A prepojovačov Q11,Q1, premostení vstupných prvkov (oddeľovací diódový blok U11, hlavný vypínač Q01) novou spätnou vetvou s odpojovačom rekuperácie, dosadení nových meracích a ochranných prvkov, úprave regulátorov kotevných meničov atď. Takto upravené vozidlo s ponechaním pôvodných prvkov môže s výhodou v prípade potreby využiť pôvodne odporové brzdenie. Keďže trakčné meniarne nie sú schopné mariť, akumulovať alebo presunúť do siete alebo iných úsekov prebytočnú rekuperovanú energiu (pri malom alebo nulovom odbere v priľahlom medzimeniarenskom úseku), musím pri návrhu rekuperácie na vozidle 71E uvažovať aj s alternatívou marenia vyrobenej energie v pôvodnom odporníku rušňa. Zisťovanie prítomnosti odberu v úseku na rekuperujúcom vozidle navrhujem riešiť nepriamym meraním odberových úbytkov. V bezodberovom stave je úbytok na vedení nulový, preto sa na zberači brzdiaceho vozidla objaví takmer hodnota napätia zberníc napájacej stanice 3300 V. - 13 -
U U TV TV = U R * U TNS TNS 0 I S ohľadom na odber budenia brzdiaceho vozidla, straty vo vedení (pre zjednodušenie uvažujem súhrnný úbytok na vedení do 50V) a 5% kolísanie vstupného napätia napájacej stanice určím medznú hodnotu trolejového napätia 3100 V na použitie rekuperačného brzdenia. U U U TVkrit TVkrit TVkrit = 0.95 * U TNS R0 * I min = 0.95 *3300 50 = 3100V V prípade vyššieho napätia ako 3,1 kv na zberači brzdiaceho vozidla sa nepredpokladá iný odber v napájacom úseku, preto sa rekuperačný režim zablokuje a rušeň ďalej brzdí do odporov. V prípade poklesu napätia pod medznú hodnotu 3100 V s predpokladom iného odberu v úseku sa brzdový obvod vo výkone prestaví na rekuperačnú schému. Súčasne zadá riadiaca elektronika povel na zvýšenie výkonu brzdy, (pribudenie, resp. zväčšenie pomerného otvorenia) kompenzujúc vyšší vnútorný odpor trakčnej siete v porovnaní s hodnotou brzdového odporu tak, aby v skutočnosti ostala brzdná sila nezmenená. V prípade straty odberu počas rekuperačného brzdenia začne dochádzať k nárastu napätia v okolí rekuperujúceho vozidla. Pri náraste napätia na maximálnu hodnotu 3600 V zasiahne regulátor do brzdového obvodu jeho spätným prestavením do odporovej schémy. Súčasne dôjde k poklesu požadovanej brzdnej sily tak, aby po pripojení odporníka nedošlo k jej nežiadúcemu nárastu. Rušeň ďalej brzdí do odporov s napäťovou hysterézou: U = U TV max U TVkrit = 3600V 3100V = 500V K ďalšiemu nábehu rekuperácie môže teda dôjsť aj pri splnení ďalších podmienok až po poklese napätia pod 3100 V. Práve z dôvodu ochrany, najmä kontaktných prvkov, rekuperačnej brzdy pred ich zbytočným opaľovaním v prípade straty odberu a prepnutia na odporové brzdenie začne plynúť časový súbor 1 min, počas ktorého dôjde k zablokovaniu rekuperačných obvodov aj v prípade splnenia ostatných podmienok. Tento čas som zvolil na základe praktických poznatkov tak, aby pri zastavovacom brzdení už nedošlo k ďalšiemu pokusu o rekuperáciu a vlak až do zastavenia plynule brzdil odporovou brzdou. Časová hysteréza 1 min teda slúži na selekciu rekuperačne využiteľného spádového brzdenia od krátkodobého pribrzďovania, resp. zastavovacieho brzdenia. Súčasne dokáže - 14 -
eliminovať tzv. nerozhodnosť brzdy pri kritickej hodnote odberového výkonu kolísajúcej okolo rovnakej hodnoty brzdového výkonu. Rušeň rozhoduje použitie rekuperačného alebo odporového brzdenia automaticky na základe prednastavených obmedzení a podmienok, ktoré je možné po praktických prevádzkových skúškach v menšom rozsahu ešte doladiť. Pre obsluhu navrhujem takisto možnosť úplného vypnutia rekuperácie vypínačom umiestneným na reléovej skrini v strojovni (obdoba S07 na vypnutie EDB). 3.1. Druhý variant rekuperačnej brzdy s pomerným riadením veľkosti rekuperovanej energie Problém tzv. nerozhodnosti brzdy popísaný v predchádzajúcom článku nastáva pri kritickej veľkosti a premenlivej hodnote odberového prúdu v úseku. Je zrejmé, že uvedným spôsobom nie je možné rekuperovať, keď je okamžitá veľkosť odberovej energie menšia ako veľkosť energie rekuperovanej. Uvedený nedostatok 1. variantu brzdy navrhujem odstrániť tak, že dvojpolohové prepínanie obvodu medzi schémou rekuperačnou a odporovou rozšírim na možnosť plynulého prechodu medzi týmito dvoma hraničnými stavmi. To docielim na základe väčšieho vnútorného odporu siete v porovnaní s odporom brzdového odporníka doplnením impulzového meniča do série s odporníkom R01, R0, ktorý bude v princípe impulzne prepínať medzi režimom rekuperácie a odporovým brzdením. Inak povedané, reguláciou hodnoty pomerného otvorenia brzdového meniča od a = 1 do a = 0 umožní toto zapojenie plynulé zvýšenie hodnoty brzdového odporu v intervale (R, ). Vzhľadom na rešpektovanie štítkových údajov trakčných motorov (U N ) by nemalo ich indukované a teda ani svorkové napätie prekročiť hodnotu *1300 V. Toto napätie pri počiatočnom plnom otvorení meniča nedokáže pretlačiť prúd do troleja s potenciálom 3 kv, spočiatku sa teda všetka energia bude mariť v brzdovom odporníku. Súčasným nábehom zvyšujúcej transformácie kotevných meničov a postupným zvyšovaním odporu R01,R0 pomocou brzdového meniča sa súčtové napätie na kotvách motorov a vyhladzovacích tlmivkách zvyšuje na hodnotu trolejového napätia pri nezmenenom brzdovom prúde. Po splnení podmienky U + U > U TM LV TV sa začína časť vyrobenej energie pretláčať do troleja. Za podmienky neustáleho merania veľkosti napätia na zberači rekuperujúceho vozidla sa zvyšuje efektívna hodnota brzdového odporu, pričom kotevný prúd a teda aj brzdná sila je na konštantnej hodnote udržiavaná súčasným zväčšovaním pomerného otvorenia - 15 -
kotevných meničov. Ak je splnená podmienka U TV < 3600 V, úplným zatvorením brzdového meniča (a = 0) sa odpor odporníka blíži k nekonečnu (R ), prúd U TM + U Lv odporníkom k nule ( I Rb = 0 R ) a teda 100% rekuperovanej energie tečie do b trakčného vedenia. Súčinnosťou regulácie kotevného aj brzdového meniča je možné na základe derivácie trolejového napätia du TV dt operatívne meniť pomer generovanej energie medzi odporník a trakčnú sieť. Takto je možné aj pri bezodberovom stave využiť vyrobenú energiu na napájanie pomocných pohonov, prípadne vykurovanie vlaku. Je potrebné navyše neustále merať smer toku energie, aby sa pri vyššom trolejovom napätí zamedzilo toku prúdu v smere z troleja cez kotevný menič, kotvy motorov, brzdový menič a brzdový odpor do koľajnice. Pri návrhu a zavádzaní rekuperačného brzdenia je nutné venovať maximálnu pozornosť možným poruchovým stavom vedenia (najmä skrat, prieraz), pri ktorých by mohli rekuperáciou vzniknúť materiálne škody, prípadne ohrozenie bezpečnosti. Pri poruche na trakčnom vedení je nutné okamžité zastavenie dodávky energie do postihnutého úseku. Na vozidle je preto potrebné bezpečne rozoznať tento nebezpečný stav od ostatných prevádzkových stavov a zasiahnuť jeho úplným odpojením od trakčnej siete. Skrat alebo prieraz v trakčnom vedení sa vyznačuje niektorými charakteristickými zmenami elektrických veličín, predovšetkým relatívne prudkým poklesom napätia a nárastom prúdu v čase du di, dt dt ktoré závisia od indukčnosti vedenia a vzdialenosti meniarne a rekuperujúceho vozidla od postihnutého miesta. Je potrebné kritickú hodnotu derivácie prúdu a napätia pri skrate preddefinovať a podľa nej nastaviť dynamickú ochranu na vozidle. Ochrana však musí byť necitlivá na bežné prevádzkové zmeny zaťaženie úseku novým odberom. Každá inovácia v železničnej prevádzke si vyžaduje dôkladný výskum, teoretickú analýzu očakávaných stavov, meranie na konkrétnych zariadeniach a napokon aj dlhodobejšiu skúšobnú prevádzku nového zariadenia na vybranom úseku. Až praktická prevádzka obvykle na jednej strane odhalí problémy úplne nové a na strane druhej naopak ukáže, že mnohé obavy a problémy očakávané na základe teoretických analýz boli bezpredmetné. Rovnako je tomu aj v prípade zavádzania rekuperačného brzdenia na hnacie vozidlá. Moje pojednanie má slúžiť ako ukážka alebo - 16 -
možný návod na riešenie problému, dôkladná vyčerpávajúca analýza by však bola nad rámec tejto diplomovej práce. 3. ZLEPŠENIE ENERGETICKÝCH PARAMETROV ZVÝŠENÍM HYSTERÉZY RIADENIA PRI AUTOMATICKEJ REGULÁCII RÝCHLOSTI Elektrické rušne 71E patria medzi vozidlá ŠKODA. generácie vybavené automatickým regulátorom rýchlosti (ARR). Práve toto zariadenie v spolupráci s plynulou impulzovou reguláciou výrazne zjednodušilo prácu obsluhujúcemu personálu, vďaka optimálnemu využitiu výkonu stroja a traťových rýchlostí umožnil reálne skrátenie jazdných dôb v jednotlivých traťových úsekoch. Automatický regulátor rýchlosti však na strane druhej znížil efektivitu jazdy, ak dôsledne porovnáme jeho činnosť s jazdou skúseného rušňovodiča pri ručnej regulácii. ARR s pomerne úzkou dovolenou odchýlkou od požadovanej rýchlosti totiž takmer vôbec neumožňuje výhodné využitie kinetickej a zotrvačnej energie vlaku. Na tratiach s početnými lomami nivelety v čele ťažších vlakov sa potom jazda rušňa v automatickom režime riadenia stáva veľmi nehospodárna, v reále neraz vysiela regulátor ťahu požiadavku na 100 % ťahu a v zápätí na 100 % brzdy. Pri takejto jazde sa výrazne zvyšuje spotreba energie, namáhanie mechanických častí rušňa ako aj opotrebenie kontaktných prvkov prepojovačov jazda-brzda. Po prekročení požadovanej rýchlosti o viac ako km/h zasahuje regulátor navyše aj použitím brzdiča priebežnej brzdy DAKO BSE. To má za následok zvýšenú činnosť kompresorov a v konečnom dôsledku opäť dopad na zvýšenú spotrebu energie a opotrebenie. Vhodnou technológiou jazdy (tzv. jazdou výbehom alebo na ruku) dokáže skúsený alebo uvedomelý rušňovodič popísané nedostatky odstrániť. Problém je však v tom, že takáto úsporná jazda sa obsluhe nedá jednoznačne predpísať, pri individuálnom prístupe rušňovodičov navyše ani objektívne docieliť. Pri rekonštrukcii meničovej výzbroje a s ňou súvisiacej riadiacej elektroniky vozidla 71E považujem za maximálne vhodné súčasne odstrániť úpravou obvodov ARR aj popísaný nedostatok. Môj návrh spočíva v možnosti voľby dovolenej odchýlky rýchlosti v od požadovanej hodnoty v niekoľkých stupňoch. (napr. v = 0 (minim.), 5, 10, 15 km/h ) Pri regulácii so zvolenou prípustnou odchýlkou sa požadovaná rýchlosť v p stane hornou hranicou regulačného rozsahu, pričom skutočná rýchlosť v s má tendenciu konvergovať k hodnote: v s = v p v - 17 -
V reále sa ustáli na hodnote, pri ktorej sa vyvíjaná ťažná sila dostane do rovnováhy s výslednou silou spôsobenou súčtom silových zložiek jazdných odporov a odporu do stúpania. Potrebná ťažná, respektívne brzdná sila sa potom reguluje podľa predpísaného algoritmu od 0 do 100 % v rozmedzí rýchlostí v 100 % v rozmedzí rýchlostív p až v p. v v p až Graf možnej závislosti pomerného ťahu na odchýlke rýchlosti: Obrázok 3.1 v p v, respektívne od 0 do Voľbu dovolenej odchýlky rýchlosti v je rušňovodičovi potom možné v rámci technológie jazdy odporučiť (predpísať); jej hodnota sa určí pre jednotlivé traťové úseky a konkrétny vlak podľa GVD pre normálne jazdné časy. Pre tzv. krátke jazdné časy (prípad meškania vlaku) je pochopiteľne nutné prestaviť spínač voľby dovolenej odchýlky rýchlosti na v = 0. - 18 -
3.3 ZLEPŠENIE TRAKČNÝCH CHARAKTERISTÍK ZVÝŠENÍM NAPÄTIA NA KOTVÁCH TRAKČNÝCH MOTOROV Univerzálne trakčné motory AL454FiR použité v elektrickom rušni typu 71E sú uspôsobené pre napájanie cez impulzový menič a vyhladzovaciu tlmivku z jednosmernej siete 3 kv, cez transformátor, usmerňovač, impulzový menič a vyhladzovaciu tlmivku u dvojsystémových, respektívne cez transformátor, poloriadený usmerňovač a vyhladzovaciu tlmivku u jednofázových vozidiel zo siete 5 kv 50 Hz. Hoci sú živé časti motrorov proti kostre izolované na 3 kv, pri jednosmernom napájaní je predpísané menovité napätie na svorkách motora znižené na 1300 voltov. Pri tomto napätí dosiahnutom pomerným otvorením meničov na hodnotu 0,9 a trvalom prúde 715 A je výrobcov uvádzaný trvalý výkon 870 kw. Za dodržania týchto podmienok je dovolené maximálne odbudenie motora v jazdnom režime na 30% plného poľa. Z toho vyplývajúca minimálna prípustná hodnota pomeru budiaceho ku kotevnému prúdu Ib/Ik=0,03 je určená s ohľadom na prijateľnú komutáciu takto navrhnutého kompenzovaného stroja. Teoretickým vyregulovaním meniča až na pomerné otvorenie 1 (trvale otvorený menič) sa docieli zvýšenie napätia na kotvách na 1500 V, pri zachovaní trvalého prúdu 715 A sa teda úmerne napätiu zvýši aj výkon TM. Nadväzná regulácia plynulým odbudzovaním za účelom sledovania priamky konštantného výkonu s uvažovaním rovnakých prúdov však prináša väčšie riziko preiskrenia komutátora spôsobené zvýšeným medzilamelovým napätím. Zabránenie nežiadúcim preskokom by sa docielilo zvýšením hodnoty pomeru Ib/Ik, respektívne znížením Ik a tak v konečnom dôsledku vlastne ani neumožnilo zvýšenie výkonu. Ostatne, aj výrobca pripúšťa možnosť napájania TM AL454FiR priamo napätím 1500 voltov, avšak iba za predpokladu zníženia trvalého prúdu na 548 A. Je nutné poznamenať, že v reálnej prevádzke na obalovej krivke trakčnej charakteristiky vykazujú trakčné motory AL454FiR zvýšenú poruchovosť. Obzvlášť pri znížení izolačného odporu (vplyvom snehu a pod.) sa u týchto motorov aj pri dodržaní výrobcom stanovených podmienok a štítkových údajov častejšie objavujú preskoky na komutátore, v porovnaní so staršími typmi 6-pólových kompenzovaných trakčných motorov produkcie ŠKODA. Hoci podľa grafu na Obrázku.1 sa javí poruchovosť trakčných motorov so 14 evidovanými poruchami s podielom 1,7% ako veľmi nízka, veľa porúch tračných motorov je evidovaných nepriamo, buď ako preskoky (5-krát) či zásah ochrán (41-krát), kde pritom vo väčšine prípadov (až 34- krát) účinkovalo diferenciálne relé K03 (0P u 69E). - 19 -
Vysoká poruchovosť inak úsporne dimenzovaných vozidiel 71E pri vozbe rýchlikov na sklonovo náročných úsekoch trate Košice - Žilina v 90-tych rokoch vyústila do výkonových obmedzení týchto strojov. Nakoľko už súčasný trvalý výkon 3480 kw predstavuje hranicu udržateľnej prevádzkovej spoľahlivosti, úplne zavrhujem možnosť ďalšieho zvýšenia výkonu pôvodných TM. 3.4 ZLEPŠENIE TRAKČNÝCH CHARAKTERISTÍK INDIVIDUÁLNYM RIADENÍM MOMENTOV JEDNOTLIVÝCH TRAKČNÝCH MOTOROV Trakčná charakteristika hnacieho vozidla je v smere x-ovej osi ohraničená maximálnou rýchlosťou, v smere y-ovej osi ohraničená maximálnou dosiahnuteľnou ťažnou silou. Túto hranicu predstavujú v princípe dve obmedzujúce krivky; obmedzenie adhézne a obmedzenie výkonové. Pokiaľ som sa v predchádzajúcom článku zaoberal možnosťou zvýšenia výkonu vozidla, teraz rozanalyzujem otázku adhézie. Ťažná sila pri jazde na medzi adhézie je úmerná tiažovej sile hnacích dvojkolí, koeficientu adhézie (parameter rýchlosti), ale tiež aj koeficientu využitia adhézie. F tadh = G a. ϕ a.ε Zvýšenie adhéznej sily by bolo možné zvýšením adhéznej hmotnosti balastom. U štvornápravového vozidla s hmotnosťou 84 ton jazdiaceho na zvršku o únosnosti 0 ton na nápravu by ďalšie zvýšenie hmotnosti viedlo k zvýšenej námahe a opotrebeniu koľaje ako aj mechanickej časti rušňa. Jediným vhodným riešením sa tu preto javí zlepšenie využitia adhézie, predovšetkým elimináciou vplyvu zmeny nápravových tlakov. Pri rozjazde, ale aj pri vyvíjaní ťažnej sily vplyvom nesúosých síl opačného smeru vznikajú klopné momenty odľahčujúce prvú aj tretiu os v podvozku, ako aj prvý podvozok v smere jazdy. Momenty vznikajúce pri rozjazde majú na svedomí zrýchľujúce sily na obvode kolies a rovnako veľké reakčné zotrvačné sily hmoty rušňa opačného smeru sústredené v jeho ťažisku, rozhodujúca je pritom výška ťažiska nad temenom koľajnice. To isté platí aj pre jednotlivé podvozky. Nakoľko ide o účinky spôsobené zmenou rýchlosti, súhrne budem tieto momenty nazývať dynamické. Na ich veľkosť nemá vplyv ťažná sila na háku. U podvozkových vozidiel pri vývine ťažnej sily vznikajú ďalšie momenty, ktoré vytvára súhrnná ťažná sila na obvode kolies a jej rovnako veľká reakčná zložka sústredená v otočnom čape podvozku. Obdobný moment vytvárajú ďalšie nesúosé sily, a síce súčet ťažných síl v otočných čapoch a ich reakcia na háku. Tieto momenty - 0 -
vznikajú aj u vozidiel idúcich konštantnou rýchlosťou alebo stojacich vozidiel vyvíjajúcich ťažnú silu na háku, preto tieto momenty nazvem statické. Na ich veľkosť nemá vplyv zrýchlenie pri rozjazde. Tiažová sila rušňa je rozložená rovnomerne na oba podvozky a v nich sa rovnomerne rozkladá na jednotlivé nápravy. Je zrejmé, že statické aj dynamické momenty budú pôsobiť na tieto tiažové sily striedavo v kladnom aj zápornom zmysle a tak porušia ich rovnováhu. Vertikálny silový účinok klopných momentov bude tým väčší, čím menšie bude ich rameno, to znamená rozvor podvozku a vzdialenosť otočných čapov. Obrázok 3. A S - odľahčenie podvozku A P - odľahčenie nápravy G N - tiažova sila na nápravu...06,01 kn G - tiažová sila rušňa (= 4 x Gn)...84,04 kn T n - ťažná sila na náprave T h - ťažná sila na háku (= 4 x T N ) a - rozvor podvozku...3, m u - vzdialenosť otočných čapov...8,3 m h - výška háku nad temenom koľajnice 1,035 m č - výška otočného čapu nad temenom koľajnice...0,5 m v - smer jazdy - 1 -
3.4.1 Výpočet odľahčení vplyvom klopných momentov Vzhľadom na to, že v prevádzke sa vyžaduje optimálne využitie adhézie predovšetkým pri vozbe ťažkých vlakov alebo za zhoršených adhéznych podmienok, kedy vlastné zrýchlenie súpravy je veľmi malé, navrhujem vplyv dynamických klopných momentov zanedbať. Na prianie odberateľa je však možné riadiacu elektroniku doplniť aj o regulátor dorovnania dynamických klopných momentov na základe hodnoty zrýchlenia získanej zo vstupnej hodnoty rýchlosti sklzovej ochrany. Ja sa ďalej budem zaoberať iba elimináciou vplyvu statických klopných momentov. Určenie momentovej rovnováhy pre podvozok určená k bodu A, pre skriňu k bodu B: Σmi A = 0: Tn.č A P.a = 0 A P Th.č =. a A P = 0,07813.T h Σmi B = 0: T h.(h-č) A S.u = 0 A S Th.(h - č) = u A S =0,06446.T h (odľahčenie podvozku od skrine; pre odľahčenie nápravy od skrine uvažujem A S /) Rozloženie tiaže na nápravy: A S 1.os: G N1 = G N - A P - (odľahčená od podvozku aj od skrine) A S.os: G N = G N + A P - (zaťažená od podvozku, odľaľahčená od skrine) A S 3.os: G N 3 = G N - A P + (odľahčená od podvozku, zaťažená od skrine) A S 4.os: G N4 = G N + A P + (zaťažená od podvozku aj od skrine) Aby som u rušňa dosiahol optimálne adhézne využitie všetkých osí, musím na základe vzťahu FN max = G Ni. ϕa pre každú nápravu zabezpečiť rozdelenie - -
jednotlivých ťažných síl úmerne ich zaťaženiu. G F Ni Ni = konšt Pre moment cudzobudeného motora (ktorému je úmerna aj ťažná sila ním poháňanej nápravy) platí: M = c.φ. I. Individuálnu zmenu momentu a teda aj ťažnej sily jednotlivých motorov som sa rozhodol docieliť zmenou prúdu kotvy špeciálnym shuntujúcim meničom zapojeným paralelne ku každej kotve štvorice trakčných motorov. Dôvod voľby takejto koncepcie bude popísaný neskôr. Pri rozjazde (cca do rýchlosti 66 km/h) sa upravujú jednotlivé momenty tak, že v prednastavenom pomere shuntujú meniče vždy prvú a tretiu kotvu v smere jazdy, meniče druhej a štvrtej kotvy ostávajú zatvorené. Súčasne aj hlavné impulzové meniče kotiev regulujú prúdu jednotlivých skupín. Pri priemernom trvalom prúde 715 A regulujú meniče zadného podvozku prúd na približne 1,05 násobok prúdu predného podvozku a súčasne každý shuntujúci menič vytvára rozdiel kotevných prúdov v podvozku o hodnote cca 100 A. Hodnoty rozváženia prúdov jednotlivých motorov sú uvedené v tabuľke 3.1. Pri rýchlostiach v rozmedzí 66 až 100 km/h, s ohľadom na znižujúce sa riziko sklzu rozdiel prúdov postupne zaniká, aby pri rýchlosti nad 100 km/h mohol byť zachovaný predpísaný pomer I B /I K. Pri rýchlosti nad 100 km/h vždy, pri voľbe nižšej požadovanej rýchlosti sa po jej dosiahnutí automaticky vyrovnajú jednotlivé prúdy za účelom rovnomerného zaťažovania a ohrevu TM počas najdlhšej fázy jazdy vlaku. Ak neuvažujem dynamický vplyv kmitov skrine a podvozku vozidla na traťových nerovnostiach, vhodným a presným riadením prúdov jednotlivých motorov je možné docieliť optimálne využitie adhézie rušňa s koeficientom prakticky ε = 1 Tabuľka 3.1 I STREDNÝ I 1TM I TM I 3TM I 4TM I 1TM /I STR I TM /I STR I 3TM /I STR I 4TM /I STR 300,0 91,96 303,34 96,66 308,04 0,973 1,0111 0,9889 1,068 333,0 3,30 337,45 38,55 343,70 0,9679 1,0134 0,9866 1,031 367,0 353,4 37,7 361,8 380,76 0,965 1,0156 0,9844 1,0375 400,0 38,86 407,13 39,87 417,14 0,9571 1,0178 0,98 1,049 433,5 41,60 44,19 44,81 454,40 0,9518 1,001 0,9799 1,048 466,9 441,89 477,30 456,50 491,91 0,9464 1,03 0,9777 1,0536 500,3 470,8 51,56 488,04 59,78 0,9411 1,045 0,9755 1,0589 533,7 499,39 547,97 519,43 568,01 0,9357 1,067 0,9733 1,0643 567,1 57,61 583,53 550,67 606,59 0,9304 1,090 0,9710 1,0696 600,5 555,46 619,3 581,77 645,54 0,950 1,031 0,9688 1,0750 633,9 58,96 655,09 61,71 684,84 0,9196 1,0334 0,9666 1,0804 667,3 610,10 691,09 643,51 74,50 0,9143 1,0356 0,9644 1,0857 700,7 636,89 77,4 674,16 764,51 0,9089 1,0379 0,961 1,0911 715,0 646,06 743,67 686,33 783,94 0,9036 1,0401 0,9599 1,0964-3 -
4.NÁVRH A DIMENZOVANIE MENIČOV UVAŽOVANÝCH PRE REKONŠTRUKCIU Impuzový menič, v technickej praxi donedávna chápaný ako pomerne zložité bezkontaktné silové regulačné zariadenie, tvorený reťazcami polovodičových prvkov (takmer výhradne tyristory a diódy s podpopornými obvodmi na mohutných chladičoch ofukovaných vzduchom) v hlavných a zhasínacích vetvách a pomerne rozmernými komutačnými tlmivkami a kondenzátormi, je dnes možné zjednodušiť prakticky na jediný modul regulačného polovodičového prvku s konektorom pre zapojenie na riadiace obvody a nulovú diódu chladené kvapalným médiom. Táto zásadná zmena a zjednodušenie koncepcie umožňuje celkové zmenšenie rozmerových a dimenzionálnych proporcií, zníženie poruchovosti ale predovšetkým zníženie energetických strát impulzového meniča. Nové impulzové meniče vďaka uvedeným predpokladom uvažujem zásadne s použitím moderných, plne riaditeľných modulov (IGCT, IGBT...), podľa možnosti v jednoprvkovom zapojení. Dimenzovanie meničov odpovedá ich určeniu, vplyv má však viacero faktorov, predovšetkým výkon regulovaného zariadenia, jeho izolačné prevedenie s ohľadom na veľkosť primárneho napätia zdroja, uvažované minimálne a maximálne pomerné otvorenie, proporcie filtračných a vyhladzovacích členov s ohľadom na voľbu pracovných frekvencií, špecifické nepriaznivé a rušivé okolnosti siete a prostredia na meničové zariadenie a naopak nevynímajúc ani otázku skratuvzdornosti. Vzhľadom na zadaný rozsah rekonštrukcie je otázka dimenzovania zviazaná ponechaním pôvodných regulovaných zariadení (trakčné motory) a napájaním z pôvodnej siete. Dimenzovanie nových meničov v tomto smere priamo vychádza z parametrov pôvodnej výzboje. 4.1 NÁVRH A DIMENZOVANIE IMPULZOVÝCH MENIČOV KOTIEV Impulzové meniče kotiev navrhujem ako jednoprvkové IGCT meniče s presadeným riadením buď v pôvodnej koncepcii, t.j. v 4 fázach (Obr.4.1.a), alternatívne v dvojmeničovom presadenom usporiadaní, kde každý menič napája príslušnú motorovú skupinu (Obr.4.1.b). - 4 -
Obrázok 4.1 Impulzové meniče kotiev dimenzujem tak, aby vyhovovali nasledujúcim prevádzkovým podmienkam: - napájané z potenciálu plus pólu jednosmernej napájacej siete v dovolenom napäťovom rozsahu 000 až 3600 V - napájanie dvojice do série spojených kotiev trakčných motorov AL454FiR trvalým prúdom 715 A, prúdom 1100 A po dobu 5 minút s maximálnym zvlnením 30 % - plynulá regulácia výstupného napätia v rozsahu 47 až 600 V, čiastočne eliminujúca vplyv kolísania vstupného napätia - vynechanie pásma zakázaných frekvencií rušiacich činnosť koľajových obvodov 50, 75 a 75 Hz. - odolnosť voči krátkodobým poruchovým javom, atmosférickým prepätiam, skratom a prepätiam pri vypínaní skratových prúdov S ohľadom na možnosť ponechania inak prevádzkovo spoľahlivých vyhladzovacích tlmiviek a členov vstupného filtra v prioritnom návrhu neuvažujem zmenu koncepcie kotevnej výzbroje ani zmenu pracovných frekvencií. - pracovné frekvencie 33 1/3 Hz (od a = 0,0157), 100 Hz (od a = 0,047), 300 Hz (od a = 0,141) a 100 Hz (od a = 0,9) - 5 -
Zvýšenie frekvencií pri stavbe nového rušňa síce s výhodou umožní použitie rozmerovo menších a ľahších filtračných a vyhladzovacích prvkov, avšak v rekonštruovanom vozidle s terajším balastom 3300 kg je otázka snahy zníženia hmotnosti elektrickej časti cestou zvýšenia frekvencie, kvôli nutnotsti ďašieho dobalastovania, irelevantná. 4.. NÁVRH A DIMENZOVANIE IMPULZOVÝCH MENIČOV BUDENIA. Impulzový menič BATYR DELTA napájajúci budenia všetkých štyroch trakčných motorov zapojených do série je možné najjednoduchšie rekonštruovať náhradou SCR tyristorov TR 955-50-1-NKL, hlavných diód DR 855-50-1 a komutačných obvodov Morgan1 za bloky vypínateľných spätne vodivých prvkov IGBT alebo IGCT odpovedajúcich parametrov v pôvodnej dvojfázovej koncepcii so striedavým spínaním fáz. Vzhľadom na pomerne nízky prenesený menovitý výkon (cca 30 kw) odporúčam zvýšiť pracovnú frekvenciu na cca 1 khz v celom rozsahu regulácie výstupného napätia. Vďaka pomerne nízkej poruchovosti budenia, ako takého, nie je potrebné rozdelenie vinutí a meničov do individuálnych celkov. Pre prípad poruchy je možné voľný priestor pod meničom, resp. v prístrojovom bloku doplniť o nožové kontakty a skratovacie tyče pre možnosť odpojenia pokazeného budenia. V záujme zníženia počtu kontaktných prvkov považujem za maximálne vhodné rekonštruovať budiaci menič na dvojkvadrantový, umožňujúci bezkontaktnú reverzáciu budenia pri prechodoch jazda-brzda alebo pri zmene smeru. Umožní sa tým vypustenie prevádzkovo najviac namáhaných a poruchových kontaktov C1-C, D1-D, E1-E, F1- F meničov smeru Q13,Q14. Budiaci impulzový menič musí spĺňať nasledujúce predpoklady: - napájané z kapacitného deliča jednosmernej napájacej siete v dovolenom napäťovom rozsahu x1000 až x1800 V - napájanie štyroch budiacich vinutí zapojených do série prúdom 9 až 90 A, maximálnym prúdom 110 A - plynulá alebo stupňovitá regulácia výstupného napätia v rozsahu 15 až 340 V, - vynechanie pásma zakázaných frekvencií rušiacích činnosť koľajových obvodov 50, 75 a 75 Hz. - 6 -
Pre danú aplikáciu 4 spínacích prvkov sa javí vhodná dvojica dvojprvkových IGBT modulov CM400DY-50H od firmy Mitsubishi, prípadne 5SND 0800m170100 firmy ABB. Vzhľadom na veľmi nízke pracovné hodnoty pomerných otvorení a tým aj dlhé doby činnosti nulových diód som sa rozhodol riešiť nulové diódy ako dvojice antiparalelných SCR tyristorov (triakov), kde pre každú polaritu polovica trvalo otvorených tyristorov plní úlohu diód a antiparalelné tyristory ostávajú namáhane blokovacím napätím. Pri zmene polarity budenia musí dôjsť teda súčasne aj k zámene nulových a blokovacích tyristorov. Obrázok 4. 4.3 NÁVRH A DIMENZOVANIE IMPULZOVÝCH MENIČOV POMOCNÝCH POHONOV Téma bola podrobne spracovaná absolventom Žilinskej univerzity v diplomovej práci Náhrada výkonových prvkov primárneho impulzného meničav Unipulse na rušňoch série 363 a v súčasnosti sú impulzové meniče pomocných pohonov UNIPULS 80 na vozidlách 36,363 ZSSK a 363 ZSSK Cargo postupne nahradzované IGBT meničom JN 3018/400/48 produkcie EVPÚ Nová Dubnica. - 7 -
4.4 NÁVRH A DIMENZOVANIE IMPULZOVÝCH MENIČOV SHUNTOVANIA KOTIEV Impulzové meniče shuntovania uvažujem ako novo dosadené meniče zapojené paralelne ku každej kotve trakčného motora, teda v celkovom počte štyri meniče na rušni. Úlohou shuntovacích meničov je: - zabezpečiť optimálne využitie adhézie rušňa rozvážením prúdov jednotlivých motorov podľa rozdelenia nápravových zaťažení - v prípade sklzu vykonať aktívny zásah znížiť prúd motorom kĺzajúcej osi do doby pominutia sklzu s minimálnym vplyvom na prúdy a záberové momenty ostatných motorov Menič by mal pritom spĺňať nasledovné predpoklady: - napájané z premenlivého napätia na kotve TM v rozsahu 3 až 1300 V - stredný trvalý prúd 100 A, prúdom 400 A po dobu 10 sekúnd - vynechanie pásma zakázaných frekvencií rušiacich činnosť koľajových obvodov 50, 75 a 75 Hz. Na shuntovací menič sa kladú ďalšie špecifické nároky. Zmena otáčok kotvy má vplyv na jej vnútorný odpor, preto sa v záujme zachovania shuntovacieho pomeru pri konštantnom rozjazdovom prúde aj od meniča požaduje súčasná regulácia jeho vnútorného odporu. Regulácia musí byť teda nutne plynulá. S ohľadom na induktívny charakter shuntovanej záťaže (kotva TM) ako aj celého obvodu (druhá kotva TM, vyhladzovacia indukčnosť) musím zamedziť vzniku prepätí pri spínaní meniča a zabezpečiť minimálne zvlnenie prúdu shuntovanou I TM1 aj neshuntovanou kotvou I TM = I MS. Na základe platnosti 1.Kirchhoffovho zákona podľa obrázka 4.3.a by mal potom shuntovací menič odoberať taktiež konštantný prúd I IM. Uvedené podmienky neumožňujú hospodárny režim prevádzky (U VSTUP.I VSTUP = U VÝSTUP. I VÝSTUP ), pretože prúd na vsupe aj výstupe meniča, na ktorom musí vznikať úbytok napätia, musí byť rovnaký. V praxi to znamená zapojenie odporníka R 1 s najmenším potrebným odporom do série s meničom. V opačnom prípade menič pracuje s minimálnym pomerným otvorením, veľkými vnútornými prúdmi (I T1 rádovo ka) a straty 10-tok kw potom vznikajú na polovodičových prvkoch a indukčnostiach, čo potvrdila aj počítačova simulácia. Návrh meniča s nehospodárnym marením energie v odporníku je v rozpore so znením zadania kapitoly, preto som sa ďalej zaoberal myšlienkou odovzdávania energie, ktorá bola odobraná prvej kotve, druhej kotve v podvozku v smere jazdy. Po - 8 -
mnohých návrhoch a simulačných skúškach som pre danú aplikáciu ako optimálne riešenie navrhol menič, ktorého principiálna schéma je na obrázku 4.3.b Obrázok 4.3 Zapojenie impulzového meniča shuntovania kotiev Súčasťou dvojmeniča, ktorého jadrom je dvojica RC-IGBT modulov (vždy jeden aktívny pre daný smer jazdy) je dvojica vyhladzovacích indukčnosti L V1, L V určených na zníženie zvlnenia prúdu odoberaného a dodávaného meničom a teda aj priľahlými kotvami, dvojica akumulačných kondenzátorov C A1, C A slúžiacich na striedavu akumuláciu a výdaj energie a akumulačná indukčnosť L A, ktorej úlohou je odovzdať energiu medzi kondenzátormi C A1 a C A. Neaktívna časť meniča plní úlohu nulového obvodu pre zadnú kotvu v smere jazdy. Ďalšie simulácie viedli k minimalizácii proporcií L-C prvkov meniča a eliminácii zvlnenia prúdov kotiev zvýšením spínacích frekvencií meniča Na ich základe som sa s výhodou rozhodol pre použitie prvkov komutačných obvodov pôvodných meničov PULS DELTA. Pri takto zvolených prvkoch je podmienkou správnej činnosti meniča pracovná frekvencia aspoň 8-10 khz. Takto koncipovaný menič by mal vykazovať prijateľnú účinnosť (limitovanú predovšetkým hliníkovým vinutím tlmiviek), výhodné rozmerové a hmotnostné proporcie. Určitou nevýhodou je vznik nežiadúcich L-C kmitov počas prechodových stavov s dobou ustálenia cca ms. Pri zvolenej dynamike regulácie napätia kotiev a vývine potencialneho sklzu by však mala byť časová konštanta tohto meniča dostatočne malá a postačujúca. Pre prípad - 9 -
poruchy a správnu funkciu EDB (parazitný nulový obvod tvorený diódami RC-IGB tranzistorov) je potrebné dosadiť odpojovače shuntovacích meničov. Súčasti meniča: IGB tranzistor: typ: 5SNA 0400J650100 (ABB) Akumulačná indukčnosť L A 90 µh/590a (pôvodný komutačný reaktor, 48 kg) Akumulačný kondenzátor C A 30 µf (pôvodný komutačný kondenzátor POAJ 1-0,6/90/0,6, 1x1kg) Vyhladzovacia indukčnosť L V 30 µh/400a (pôvodný obmedzovací reaktor, 30 kg) 4.5 NÁVRH A DIMENZOVANIE BRZDOVÝCH IMPULZOVÝCH MENIČOV Brzdové impulzové meniče uvažujem ako novo dosadené meniče umožňujúce vozidlu riadenie množstva rekuperovanej energie prerozdelením medzi brzdový odporník (R = 6,453 Ω) a tračnú sieť. Keďže ani brzdový odporník ani rekuperačná vetva do kondenzátora hlavného filtra nemajú induktívny charakter, nie sú potrebné filtračné členy ako súčasť meniča. Menič je možné realizovať ako samotný vypínateľný polovodičový prvok radený do série s brzovým odporníkom R01 (svorkami D-B). Takto zapojený menič umožňuje zmenšovaním hodnoty pomerného otvorenia zvyšovanie efektívnej hodnoty odporu v intervale (R, ). Po splnení podmienok uvedených v článku.1 pri zopnutých kontaktoch A1-A prepojovača Q11, Q1 jazda brzda sa v súčinnosti so zvyšujúcou transformáciou impulzových meničov kotiev rekuperuje energia do kondenzátora hlavného filtra C04. Odtiaľ už vyhladená enrergia postupuje vetvou premosťujúcou vstupné prvky (oddeľovací diódový blok U11, hlavný vypínač Q01) na zberač rušňa. Pomer energie rekuperovanej do siete a marenej v brzdovom odporníku je možné riadiť veľkosťou pomerného otvorenia brzdového meniča v súčinnosti s riadením budenia a zvýšujúcej transformácie napätia kotiev. Hradiac straty v brzdovom obvode pri malých rýchlostiach, nevhodnom riadení alebo nesprávnej súčinnosti kotevného, budiaceho a brzdového meniča hrozí, že stredná hodnota prúdu klesne do záporných hodnôt a sytém pozvoľna prejde z rekuperačného do odberového režimu. Túto formálnu nevýhodu obvodu je však možné vhodne využiť napríklad na zvýšenie brzdových prúdov a teda síl pri malých rýchlostiach, reálne až do úplného zastavenia. - 30 -
Rozdielne pracovné frekvencie brzdových a kotevných meničov by v brzdovom obvode spôsobovali vznik harmonických zložiek, preto považujem za vhodné stotožniť spínaciu frekvenciu brzdového meniča s frekvenciou striedavej zložky kotevných prúdov, a síce v hodnotách 66 /3 Hz, 00 Hz a 600 Hz. Pre zníženie striedavej zložky prúdu do hlavného filtra C04 je potom ešte vhodné spínať brzdový menič v protifáze a inverzne ku kotevnému. Obrázok 4.3 Zapojenie brzdového impulzového meniča Pri výbere polovodičového prvku pre brzdový menič som sa s ohľadom na: - maximálne záverné napätie 3600 V - trvalý prúd odporníka a meniča 460 A - pracovná frekvencia do 600 Hz rozhodol pre RC-IGC tyristor 5SHX 10H6010 firmy ABB 4.6 VOĽBA CHLADIACEHO MÉDIA Každé reálne, zariadenie vykazuje počas činnosti energetické straty, ktoré sa premieňajú na teplo. U impulzových meničov s použitím vysokoparametrových prvkov vzniká stratové teplo koncentrované predovšetkým v polovodičových štruktúrach týchto prvkov, ktoré treba bezpodmienečne odviesť. Zo štruktúry prvku sa teplo dostáva na chladič, na ktorý sa polovodič buď priamo montuje, v prípade väčších stratových výkonov, kedy už nepostačuje styková plocha medzi prvkom a chladičom, je nutné - 31 -
voliť prvky v pastilkovom prevedení umožňujúcom obojstranné chladenie. Toto umožňujú tyristorové štruktúry SCR, GTO alebo IGCT. Chladenie IGBT modulov je menej účinné, pretože sa realizuje len ako jednostranné, avšak výhodou je, že chladič je od obvodu galvanicky oddelený, môže byť preto na nulovom potenciáli. V oboch prípadoch teplo z chladiča nepostačuje odvádzať prirodzeným sálaním, ale aktívnym ochladzovaním. Výkonové meniče na trakčných vozidlách teda vyžadujú za každých okolností nútené chladenie, či už médiom plynným alebo kvapalným. To je možné previesť viacerými spôsobmi, najčastejšie sa však používa chladenie vzduchové, olejové alebo vodné. Chladenie, na otrasy citlivými, tepelnými trubicami, využívajúcimi ochladzovanie kondenzovaním vodných pár v náročných trakčných podmienkach neprichádza do úvahy. Vzduchové chladenie predstavuje pomerne jednoduchý a účinný spôsob odvádzania tepla ofukovaním chladiča, na druhej strane však vyžaduje pomerne veľký priestor (vzduchové kanály, izolačné vzdialenosti). Ako hlavnú nevýhodu vzduchového chladenia použitého v súčasnej výzbroji rušňa 71E prejavujúcu sa v reálnej prevádzke považujem pomerne rýchle zanášanie zariadenia prachom. Ten predstavuje riziko povrchového prierazu vplyvom zníženia izolačného odporu a vyžaduje dôkladné chemické čistenie pri periodických prehliadkach. Olejové chladenie v princípe znamená odvod tepla z chladiča prvku cez olejový cirkulačný obvod do chladiča oleja ochladzovaného vzduchom. Uzavreté chladiče prvkov na rôznych elektrických potenciáloch sú cirkulačne prepojené izolačnými hadičkami. Olejom chladený menič vyžaduje menšie nároky na priestor, výrazne sa znižuje zanášanie napäťovo namáhaných prvkov prachom, avšak je konštrukčne náročnejší (tesnosť a koncepcia olejového okruhu), pričom hlavnou nevýhodou je veľké riziko požiaru v prípade súhry porúch elektrického a olejového okruhu. Uvedený nedostatok potrvrdzujú prevádzkové skúsenosti s jednofázovými vozidlami 70E (63). Riešenie problému protipožiarnej bezpečnosti prestavuje chladenie vodné, v tomto prípade je nutné zabezpečiť chemicky čistú, tzv. deionizovanú vodu s potrebnými izolačnými vlastnosťami. Inak je tu možné hovoriť o všetkých výhodách olejového chladenia. U úzkorozchodných elektrických jednotiek TEŽ rady 45.95 vykazujú vodou chladené meniče vysokú prevádzkovú spoľahlivosť a nenáročnosť, takisto aj veľkú preťažiteľnosť vďaka vysokej tepelnej kapacite vody (4,18 J.K -1.kg -1 ) Na základe vyššie popísaných vlastností, ale najmä prevádzkových skúseností, som sa rozhodol pre použitie chladenia vodného. Dimenzovanie chladiaceho systému sa - 3 -
začne riešiť až po určení stratových výkonov polovodičových prvkov na základe požadovaného krátkodobého preťaženia, prevádzkových klimatických podmienok a charakteru zaťažovania. Úplný návrh a dimenzovanie všetkých jeho súčastí je pomerne zložitý proces, preto sa s ním hlbšie nebudem zaoberať. 5.OVERENIE VLASTNOSTÍ REKONŠTRUOVANÉHO ELEKTRICKÉHO RUŠŇA VÝPOČTAMI Na objektívne a porovnanie vlastností vozidla s pôvodnou a rekonštruovanou výzbrojou ako aj na určenie vhodného variantu pre rekonštrukciu je nutné ešte pred samotnou realizáciou vykonať simuláciu uvažovaných zariadení a teoretické výpočty energetických strát. Až na základe výsledkov je možné rozhodnúť, ktorý variant rekonštrukcie sa zrealizuje a aké kompromisy (predovšetkým ivestičné) pritom bude potrebné prijať. Pre značnú náročnosť a rozsiahlosť výpočtov som ich vykonal iba pre koncepčne najzložitejší menič kotiev PULS DELTA a jeho dva inovované varianty. Ostatné impulzové meniče prenášajú v porovnaní s kotevnými meničmi zlomok jeho výkonu, s úmerne nižším stratovým výkonom, preto s ním spojená otázka energetickej úspory ako rozhodujúceho kritéria pri návrhu meniča je menej podstatná. 5.1 ČINNOSŤ IMPULZOVÉHO MENIČA PULS DELTA Tyristorový impulzový menič PULS DELTA osadený SCR prvkami nutne potrebuje k svojej činnosti LC komutačný obvod. Jeho úlohou je po privedení impulzu na zhasínací tyristor pomocou energie komutačného kondenzátora v súčinnosti s komutačnou indukčnosťou znížiť prúd hlavným aj zhasínacím tyristorom pod kritickú hodnotu prídržného prúdu, čo je podmienkou vypnutia meniča. Na počiatku činnosti je teda nutné nabiť komutačný kondenzátor C k na napätie hlavného filtra U Cf. Po splnení tejto podmienky sa môže privedením impulzu na hlavný tyristor T H spustiť činnosť impulzového meniča. Niekoľko prvých periód činnosti meniča však bude aj za predpokladu konštantného pomerného otvorenia stredná hodnota zvlneného prúdu vyhladzovacou tlmivkou, záťažou a teda aj samotným meničom exponenciálne narastať na ustálenu hodnotu. V okamihu, keď okamžité hodnoty tohto prúdu budú na začiatku aj na konci periódy rovnaké, prechodový stav, - 33 -
ktorého doba závisela predovšetkym od súčtu indukčnosti vyhladzovacej tlmivky a záťaže, končí. Ďalej už teda analyzujem ustálený stav, pričom periódu činnosti meniča rozdelím do 8 intervalov. Vzhľadom na to, že reálne zvlnenie prúdu záťaže je veľmi malé (cca 1 %), budem pre zjednodušenie výpočtov aj napriek reálnemu grafickému znázorneniu tento prúd považovať za konštantný. Poznámka: Prúd označený ako I CK pre lepšiu názornosť vo výpočtoch stotožňujem s prúdom cez zhasínací tyristor I TZ, opačný smer tohto prúdu cez aniparalelnú diódu ako záporný prúd (-I DZ ). Platí teda: I CK = I TZ = (-I DZ ) a rovnako pre hlavný tyristor a diódu: I TH = (-I DH ) 1.interval: komutácia z D 0 na T H. strmosťou Prúd tyristorom T H po privedení impulzu začína narastať z nuly na hodnotu I Z so dit H dt danou veľkosťou komutačnej indukčnosti L K. Záverné napätie z tyristorov meniča sa dostáva na záťaž: dith U Z = LK. Prúd nulovou diódou I dt D0 postupne klesá k nule, pri konštantnom prúde záťažou platí: I Z = ITH + I D0.interval: samostatná činnosť T H. Interval začína v okamihu poklesu prúdu nulovou diódou na nulu a končí privedením impulzu na zhasínací tyristor T Z. Na záťaži je plné napätie zdroja U Cf = U a prúd záťažou je totožný s prúdom cez hlavný tyristor I Z = ITH. Z 3.interval: činnosť zhasínacieho tyristora T Z. Kondenzátor Ck je nabitý na napätie +U Cf, začína prebiehať LC kmit tlmený predovšetkým ohmickým odporom indukčnosti. Pre zjednodušenie považujem hodnotu činného odporu komutačnej a obmedzovacej indukčnosti za nulový a kmit popisujem ako netlmený: I TZ U Cf = sin ωk t, kde ω ( L + L ) K K O ω K = (L + L ). C K 1 O K. Napätie na komutačnom kondzátore sa z hodnoty napätia zdroja začína prebíjať - 34 -
kosínusovo: U CK = U.cosω t. Na prúd cez hlavný tyristor sa superponuje v prvom Cf K podintervale kladná polvlna sínusoidy L-C prúdového kmitu: I = I + I. V grafickom vyjadrení 3.interval rozdelím na podintervaly: 3.1. interval: U Ck >0: Kondenzátor C K sa vybíja z napätia zdroja na nulu, prúd indukčnosťou L K a C K na konci intervalu vystúpi na hodnotu I TZMAX. Prvky hlavného tyristora sú opakovane namáhané týmto špičkovým priepustným prúdom, na ktorý musia byť dimenzované. 3.. interval: U Ck <0: Komutačný kondenzátor je vybitý, ale prúd je vďaka energii naakumulovanej v indukčnostiach L K a C K udržiavaný v rovnakom zmysle, pokiaľ sa C K neprebije na opačnú polaritu. Na konci podintervalu je síce prúd rovný nule (tyristor T Z sa zatvára), ale napätie opačne nabitého kondenzátora sa algebraicky sčíta s napätím zdroja U ). Za predpokladu U U je záťaž vrátane nulových diód Z = U Cf ( U CK Cf CK namáhaná bezmála dvojnásobným napätím 6 kv, čo sa musí rešpektovať pri návrhu prvkov meniča ako hodnota opakovateľného špičkového napätia. TH Z TZ 4.interval: komutácia z T H na D Z. Komutačný kondenzátor sa začína prebíjať na pôvodnu polaritu proti prúdu záťaže, vodivú cestu cez zatvorený T Z tvorí teraz antiparalelná vetva so zhasínacou diódou D Z. Odovzdávajúc svoju energiu indukčnostiam priebeh prúdu nadobúda tvar zápornej polvlny sínusoidy I DZ U Cf = sin ωkt. ω ( L + L ) K K O V momente, keď sa okamžitá hodnota prúdu I TZ vyrovná hodnote prúdu záťaže I Z, ich súčtový prúd I TH klesne na nulu a hlavný tyristor sa zatvára. I = I + I ). TH Z ( DZ 5.interval: činnosť hlavnej a zhasínacej diódy D H a D Z. Po vypnutí T H sa ďalej zvyšuje okamžitá hodnota sínusového prebíjacieho prúdu nad hodnotu prúdu záťaže I Z (čo je aj nutná podmienka bezpečného zatvorenia T H a teda spoľahlivej činnosti meniča). Kondenzátor C K sa prebíja jednak cez záťaž prúdom I Z, prebytok prúdu I DZ dobieha ako prebíjací impulz navyše aj cez hlavnú diódu D H. I = I + I ) Po dosiahnutí amplitúdy I DZ začína prebíjací prúd klesať. Interval DH Z ( DZ končí, keď prúd hlavnou diódou klesne na nulu. I ( I ) I = 0 Z = DZ DH - 35 -
6.interval: činnosť zhasínacej diódy D Z pri dobití C K. Po vypnutí hlavnej diódy D H sa dobíja komutačný kondenzátor cez záťaž na plnú hodnotu napätia zdroja U Cf. Po ukončení vodivosti D Z prestáva zdroj dodávať do záťaže energiu a z globálneho hľadiska sa menič zatvára. Poklesom prebíjacieho prúdu k nule (strmosť poklesu obmedzuje L O ) prakticky začína preberať vodivosť nulová dióda D 0. I = + Z ( I DZ ) I D0. 7.interval: komutácia z T H na D Z. Stotožnený s koncom 6. intervalu. 8.interval: činnosť nulovej diódy D 0. Zdrojom toku prúdu sa stáva záťaž a vyhladzovacia tlmivka, napätie na ich indukčnostiach mení polaritu na opačnú, prúd záťažou klesá na hodnotu rovnú hodnote na počiatku prvého intervalu. Ja však v rámci prijatia zjednodušenia považujem prúd záťažou za konštantný, platí preň: I Z = I D 0. 5. VÝPOČET STRÁT V PÔVODNOM MENIČI PULS DELTA Pri výpočte strát v impulzovom meniči PULS DELTA som postupoval podľa literatúry [4]. Na základe vzťahov som v Programe Microsoft Excel zostavil tabuľku pre celý rozsah hodnôt pomerných otvorení 0,0156 až 0,9 s krokom 0,0156, aby bolo možné čo najpresnejšie vykresliť priebeh stratového výkonu na prvkoch meniča v celom jeho pracovnom rozsahu. V okamihu každého skokového prechodu na vyššiu pracovnú frekvenciu som do tabuľky zámerne uviedol dvakrát jednu a tú istú hodnotu pomerného otvorenia, prvú pre frekvenciu pôvodnú a druhú pre trojnásobnú frekvenciu. Na základe vypočítaných strát v prvkoch meniča a príkonu meniča som graficky vyjadril aj krivku účinnosti meniča. Dôrazne upozorňujem, že nakoľko sa mi nepodarilo dostať k hodnotám činného odporu komutačných aj obmedzovacích indukčností ako aj k hodnote stratového činiteľa komutačných kondenzátorov, výpočet strát som vykonal iba pre polovodičové prvky meniča. Je však opodstatnené predpokladať, že práve nezahrnutím relatívne - 36 -
veľkých strát na komutačných prvkoch do výpočtov budú vypočítané výsledné hodnoty nižšie ako tie, čo by som získal meraním na konkrétnom impulzovom meniči. Poznámka: Na štvorici vyhladzovacích tlmiviek 1CLVH 360-b s ohmickým odporom hliníkového vinutia 0,055 Ω pri trvalom prúde 715/ A vznikajú súhrnné činné straty 8,117 kw. Na filtračnej tlmivke CLV 180-a s ohmickým odporom medeného vinutia 0,08 Ω pri pomernom otvorení 0,9 a ekvivalentnom prúde 187 A vznikajú činné straty 46,378 kw. Súprava tlmiviek je ochladzovaná chladiacim vzduchom o priefuku 4 m /s. V prípade teoretickej výmeny súpravy trakčných tlmiviek, ktorú v ďalších výpočtoch s ekonomických dôvodov uvažovať nebudem, by bolo vhodné proporcie noých tlmiviek zmenšiť a pracovné frekvencie meniča zväčšiť. Pokiaľ však nie je výrobca nútený riešiť otázku znižovania hmotnosti (viacsystémový rušeň alebo hnací vozeň ľahkej stavby), zmysel zvyšovania frekvencie končí vtedy, keď cena za zvýšené spínacie straty pri vyššej frekvencii v reálnom čase prekročia súčet ohmických strát v kvalitnejšej tlmivke a zaobstarávacích nákladov na ňu. 5..1 Silové súčasti impulzového meniča Hlavný tyristor T H : tyristor TR 967 400 1S-NKI... 8 ks Zhásínací tyristor T Z : tyristor TR 955 00 1 NKL 8 ks Hlavná dióda D H : dióda DR 855 50 1...8 ks Zhácínacia dióda D Z : dióda DR 855 00 1 8 ks Nulová dióda D 0 : dióda DV 867 500S 40 4 ks Komutačný kondenzátor Ck: POAJ 1-0,6/90/0,6 Komutačný reaktor Lk: 900 µh/590 A Obmedzovací reaktor Lo: 30 µh/400 A Parametre impulzového meniča pre 1.riadok tabuľky: Utv = 3000V Lk = 0,09 H Itrv = 715 A Lo = 0,03 H a = 0,0156 Ck = 30 µf fp = 33,333Hz - 37 -
Výpočet strát v prvkoch meniča som realizoval na základe určenia elektrických nábojov, ktoré sa v rámci meniča premiestnili počas jednotlivých intervalov jeho činnosti. V prvom rade je teda potrebné poznať dĺžky intervalov činnosti meniča t1 až t8. Zvlnený prúd kotvami trakčných motorov i trv považujeme za konštantný Itrv=715 A, čo mi výrazne zjednoduší výpočet pri relatívne malej výpočtovej chybe. Prúd tečúci jedným blokom paralelne zapojených meničov má potom polovičnú hodnotu prúdu motorovej skupiny Itrv. Určenie šírky impulzu: Napätie na motore v závislosti na pomernom otvorení: t 7 = 0µs -uvedené doby trvania intervalov činnosti meniča sú konštantné pre celý jeho pracovný rozsah, premenné časové veličiny sú interval t a t8. - 38 -
-na určenie strát v ďalšom kroku je potrebné určiť priemiestnené náboje, z ktorých vypočítam prúdy cez jednotlivé prvky meniča v každom intervale činnosti 1 Itrv 1 715 6 Q 1 = * * t = * *10,73*10 = 0,0019C; Itrv 715 Q = * t = *0,00009 = 0, 030C 1 Q3 = Q3 + Q3 = 0,0674 + 0,18 = 0, 474C Itrv 715 Q3 1 =. t3 =.0,0001885 = 0, 674C Uz 3000 Ivyp = = = 1500 A ω ( Lk + Lo) 16670(0,00009 + 0,00003) K Q3 = Ivyp. t3 = 1500.0,0001885 = 0, 18C π π Itrv Ivyp 715 6 1500 Q4 =. t4 +.(cosψ 1) =.14,4.10 +.(cos 0,407 1) = 0, 0057 C ωk 16670 1 Q5 = Q5 + Q5 = 0,175 + 0,118 = 0,0, 93C Ivyp 1500 Q5 1 =..cosψ =..cos 0,407 = 0, 175C ωk 16670 1 Itrv 715 Q5 = Q5. t5 = 0,175.0,0001596 = 0, 118C Itrv 715 Q6 = * t6 = * 7,6 *10 6 = 0, 006C Itrv 715 Q8 = * t8 = *0,09530 = 10, 55695C -náboje Q a Q8 sú premenné veličiny závislé na dĺžke premenných časových intervalov t a t8, ostatné náboje sú konštantné pre celý pracovný rozsah meniča. Iav = f (fp,im) - 39 -
Stredné prúdy prvkami meniča: Určia sa z elektrického náboj, ktorý sa premiestni za určitý čas, v tomto prípade za periódu činnosti meniča. Hlavný tyristor: 1 Ithav = fp *( Q1 + Q3 + Q3 + Q4 + + Q) = 33,333*(0,5189 + 0,030) = 9, 46A Zhasínací tyristor: Itzav = fp * Q3 = 33,333*0,18 = 6 A Nulová dióda: Idoav = fp * ( Q8 + Q1) = 33,333* (0,0003575 + 0,0019) = 351, 96A Hlavná dióda: Idhav = fp * Q5 = 33,333 * 0,118 = 3, 93A Zhasínacia dióda: Idzav = fp * Qdz = fp * ( Q4 + Q5 + Q6) = 33,333* 0,118 = 6A Efektívne hodnoty prúdov prvkami meniča vypočítané pomocou integrálov prúdu v jednotlivých intervaloch činnosti meniča: t Si = i 0 dt Itrv 715 6 t1 10,73 10 S1 = 4 = 4 = 0,4571 A 3 3 Itrv 715 S = * t = * 0,00009 = 11,45A 4 1 Itrv 715 6 S3 = t3 = 188,5 10 = 4,091 4 4 Itrv 715 4 Ivyp 4 1500 S3 = = = 18,674 ωk 16670 6 3 t3 188,5 10 S3 = Ivyp = 1500 = 1,06 Ivyp 715 6 t4 14,44 10 S4 = 4 = 4 = 0,615 A 3 3 s A s A s s A s s - 40 -
Hlavný tyristor: Ithef = fp *( S1+ S + S3 + S3 + S3 + S4) = 33,333*(0,4571+ 11,45+ 4,091+ 18,674 + 1,06 + 0,615) 3 = 11, 15A Zhasínací tyristor (zhasínacia dióda): t3 0,0001885 Itzef = Idzef = fp * Iv * = 33,333*1500 * = 84, 08A Hlavná dióda: Idhef = fp * S5 = 33,333*106,175 = 59, 49A Nulová dióda: Itrv 715 Idoef = fp * * t8 = 33,333* * 0,09530 = 354, 69A 4 4 -výpočet stratových výkonov na jenotlivých polovodičových súčiastkach: Hlavný tyristor: Stratový výkon 1 prvku vo vodivom stave: Pcthav = Uto * Ithav + rt * Ithef = 1,8*9,46 + 0,0001869*11, 15 = 19, 39W Stratový výkon reťazca 8 prvkov vo vodivom stave: P8 thav = 8 * Pcthav = 8 *19,39 = 155, 18W Nakoľko zapínacie, blokovacie, vypínacie, záverné straty a straty v ridiacej elektróde neprekračujú W, zanedbávam ich. Zhasínací tyristor: Stratový výkon 1 prvku vo vodivom stave: Pctzav = Uto * Itzav + rt * Itzef = 1,8*6 + 0,0001869*84,08 = 11, 68W Stratový výkon reťazca 8 prvkov vo vodivom stave: P8 tzav = 8* Pctzav = 8 *11,68 = 93, 4W Nakoľko zapínacie, blokovacie, vypínacie, záverné straty a straty v ridiacej elektróde neprekračujú W, zanedbávam ich. Nulová dióda: Stratový výkon 1 prvku vo vodivom stave: Pcdoav = Uto * Itdov + rt * Idoef = 1,8*351,96 + 0,0007536* 354,69 = 49, 5W Stratový výkon 1 prvku pri vypínaní: Poffdoav = fp * Woffdoav = fp * Qpp* Ur = 33,333* 0,0000* 75 = 5W - 41 -
Súhrnný stratový výkon reťazca 4 prvkov vo vodivom stave: Pc4 doav = 4 * Pcdoav + 4 * Poofdoav = 4 * 49,5 + 4 * 5 = 1990, 09W Hlavná dióda: Stratový výkon 1 prvku vo vodivom stave: Pcdhav = Uto * Itdhav + rt * Idhef = 1,8*351,96 + 0,0007536* 354,69 = 74, 79W Stratový výkon 1 prvku pri vypínaní: Poffdhav = fp * Woffdhav = 33,333 * 0,075 =, 5W Súhrnný stratový výkon reťazca 8 prvkov vo vodivom stave: Pc8 dhav = 8 * Pcdhav + 8* Poffdhav = 8* 74,79 + 8*,5 = 618, 34W Zhasínacia dióda: Stratový výkon 1 prvku vo vodivom stave: Pcdzav = Uto * Itdzav + rt * Idzef = 1, 13*351,96 + 0,0007536*84,08 = 9, 95W Stratový výkon 1 prvku pri vypínaní: Poffdzav = fp * Woffdzav = 33,333* 0,075 =, 5W Súhrnný stratový výkon reťazca 8 prvkov vo vodivom stave: Pc8 dzav = 8* Pcdzav + 8 * Poffdzav = 8 * 9,95 + 8*,5 = 99, 64W U použitých diód zapínacie a záverné straty, nedosahujúce W, zanedbávam. Stratový výkon v 1 impulzovom meniči: Pimav = P8thav + P8tzav + Pc4doav + Pc8dhav + Pc8dzav = = 155,08 + 93,4 + 1990,09 + 618,34 + 99,64 = 956,58W Súhrnný stratový výkon v 4 impulzových meničoch: P4imav = 4 * Pimav = 4 * 956,58 = 1186.3W Výpočet energetickej účinnosti polovodičových prvkov meniča PULS DELTA: P η = Pp 6738,6 * 100% = *100% = 85,04% 79064,9 5.3 VOĽBA POLOVODIČOVÉHO PRVKU PRE NOVÉ IMPULZOVÉ MENIČE Ak mám ohľadom výberu polovodičových prvkov hovoriť v dnešnej dobe o zmysluplnej rekonštrukcii, prichádzajú do úvahy iba plne riaditeľné súčiastky. Ich najväčšou výhodou je zjednodušenie impulzového meniča obsahujúceho hlavné - 4 -
a zhasínacie tyristory a diódy, komutačné kondenzátory a tlmivky prakticky na jeden plne riaditeľný (vypínateľný) prvok s antiparalelne zapojenou diódou. Predstava tak výraznej zmeny ponímania výkonovej impulzovej techniky konštruktérom otvorila široké možnosti aplikácie týchto prvkov najmä pri vývoji impulzových usmerňovačov a napäťových striedačov pre reguláciu asynchrónnych pohonov. Takáto meničová revolúcia v elektrickej trakcii započala na počiatku 90-tých rokov príchodom GTO tyristorov. Tieto tyristory bolo možné okrem klasického vypnutia poklesom priepustného prúdu pod prídržnú hodnotu vypnúť aj riadiacim impulzom zápornej polarity. Na takéto vypnutie vyžadujúce veľkú energiu bolo potrebné do obvodu riadiacej elektródy vložiť koncové zosilňovacie obvody. Správnu funkciu tyristora museli zabezpečovať ďalšie ochranné a podporné obvody, predovšetkým v prípadoch radenia viacerých prvkov do sériových reťazcov s antiparalelnými diódami. Hoci pri aplikácii GTO tyristorov do štvorkvadrantových meničov pracovali tieto prvky na hranici ich frekvenčných možností, spínacie frekvencie v rádoch stoviek hertzov neboli celkom uspokojujúce, čo stále neumožnilo zmenšenie proporcií filtračných prvkov. Aj napriek tomu si však GTO tyristory do svojho výrobného programu zaradil snáď každý renomovaný výrobca polovodičovej techniky, dodnes neustále zdokonaľujúc ich tradične výborné statické parametre. Od paralelného vývoja poľom riadených výkonových tranzistorov ako spínacích prvkov sa očakávalo práve zlepšenie dynamických vlastností prvkov (zvýšenie pracovných frekvencií a zníženie spínacích strát). Problém FET tranzistorov však spočíval v nevýhodných statických (úbytkových) parametroch. Myšlienkou dvojstupňového zapojenia poľom riadeného v riadiacej a bipolárneho tranzistora vo výkonovej vetve prišiel na trh vážny konkurent dovtedy perspektívnych GTO tyristorov IGBTranzistor. IGBT prvky predstavujúce výrazné zlepšenie dynamických vlastností (zvýšenie frekvencií na khz) a prijateľné statické parametre si našli široké uplatnenie v najrôznejších zapojeniach statických meničov. Až na niektoré špeciálne aplikácie vyžadujúce nízke vodivostné straty (napr.v energetike) IGBTranzistor masívne nahradil GTO tyristory, meniče trakčných vozidiel nevynímajúc. Snaha o dôstojný návrat základného kameňa výkonovej elektroniky tyristora nielen do trakčných aplikácií predstavovala myšlienka vytvorenia PNPN tyristorovej štruktúry prelínaným zlúčením PNP a NPN tranzistorových štruktúr, pričom práve NPN štruktúra zapojená na riadiacu elektródu dopomohla k zosilneniu vypínacieho impulzu energiou silového prúdu anóda katóda a skráteniu doby vypínania (Obrázok 5.1). Táto pozoruhodná koncepcia s komerčným názvom IGCTyristor priniesol na trh ešte koncom - 43 -
90-tych rokov vypínateľnú tyristorovú súčiastku s tradične výbornými statickými parametrami a uspokojivými dynamickými vlastnosťami približujúcimi sa vlastnostiam IGBTranzistorov. Obrázok 5.1 Prehľadné porovnanie základných statických a dynamických vlastností trojice vyššie popisovaných prvkov s porovnateľnými parametrami je zhrnuté v nasledujúcej tabuľke: Tabuľka 5.1 parameter GTO tyristor IGBTranzistor IGCTyristor typ G3000A45T 5SNA100E330100 5SHX19L6010 Záverné napätie 4500 V 3300 V 5500 V Efektívny prúd 1500 A 100 A 1800 A Úbytok v pr.smere 3,7 V/3000 A 3,8 V/100 A 1,9 V/1800A Nárast priep.prúdu 500 A/us 3000 A/us 510 A/us Zapínací náboj 110 uc - - Vypínací náboj 4000 uc - - Doba zapnutia 3-10 us 0,4 us 3,5 us Doba vypnutia 4-6 us 1,07 us 7 us Zapínacia energia - 1,89 J 1 J Vypínacia energia - 1,95 J 9 J - 44 -