WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

загрузка...
   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 |

Для конечных элементов размером 1,8м при натяжении контактных проводов 22000Н расхождение расчетных величин с экспериментальными составило: для количества колебаний до первого удара – 4,6%, для максимального размаха – 6,2%, для частоты при соударениях – 1,7%. Расхождения могут быть обусловлены конечным числом элементов, рассмотрением перемещений проводов только в горизонтальной плоскости, а также несовершенством модели контактной подвески.

При проведении вычислительных экспериментов установлено значительное влияние формы импульса на скорость раскачки проводов. Для одного и того же максимального тока количество колебаний до первого удара минимально для прямоугольной формы импульса со скважностью 2.

Анализ результатов вычислений для различных коэффициентов заполнения импульсов утверждает целесообразность увеличения скважности для повышения энергетических показателей.

Для удаления льда на участке контактной сети со множеством пролетов с различными параметрами необходимо изменять частоту по определенному закону. Петля двухпутного участка контактной сети от тяговой подстанции до поста секционирования длиной 10км содержит около 300 пролетов различной длины от 35 до 75м. Кроме длины пролета на частоту собственных колебаний влияют и другие факторы: удельная нагрузка, зависящая от типа провода, количества и типа зажимов, толщина стенки льда и его структура, натяжение контактных проводов. На основании результатов вычислений, произведенных с помощью математической модели соударения проводов, для обеспечения стабильных соударений в каждом пролете был разработан алгоритм изменения частоты импульсов тока с учетом времени раскачки и необходимого для удаления льда количества ударов.

Далее отражены результаты проведенных на основе разработанной методики и программы расчетов вычислительных экспериментов. Произведена оценка влияния натяжения контактных проводов, величины пропускаемого тока и длины пролета на частоту колебаний и скорость элементов проводов при ударах с гололедом и без. Определено необходимое значение тока для разрушения гололеда.

Для практической реализации было рассмотрено и опробовано несколько схемных решений УУГ:

  1. Устройство, содержащее однофазный трансформатор, вторичная обмотка которого присоединена к петле контактной подвески, а первичная подключается к источнику переменного напряжения через тиристорный ключ. Блок управления тиристорным ключом позволяет подавать в контактную подвеску импульсы, сформированные переменным током промышленной частоты. Частота и длительность импульсов регулируется блоком управления;
  2. Полууправляемый трехфазный мостовой преобразователь, выходные зажимы которого подключены к петле контактной подвески. Блок управления формирует импульсы постоянного тока заданной величины, частоты и длительности;
  3. Управляемый трехфазный мостовой преобразователь с блоком управления, позволяющий формировать и подавать в подвеску импульсы постоянного тока заданной формы и частоты.

Все перечисленные схемные решения работоспособны. Первое устройство использовалось как макет УУГ ИРМ и приводило к раскачке и соударениям проводов МФ-100 модели контактной подвески длиной 14,6м с натяжением контактных проводов 22000Н. Исследования, проведенные с его помощью, позволили произвести проверку справедливости математической модели и определить основные характеристики соударений проводов. Однако при повышении тока контактного провода выше 140А работа установки становилась нестабильной, тиристорный ключ прекращал закрываться.

Для натурных испытаний на полигоне контактной сети с реальной длиной пролетов и натяжением контактных проводов было использовано второе устройство как макет УУГ ИРМ мощностью 30кВА, позволяющим пропускать по контактным проводам токи в 250А.

Однако для действующего УУГ ИРМ была принята третья схема, как наиболее надежная по запиранию тиристоров, позволяющая более точно поддерживать заданную частоту и форму импульса, а также имеющая лучшие энергетические показатели.

Третья глава посвящена разработке математической модели трехфазного мостового управляемого преобразователя, используемого для формирования импульсов тока требуемой частоты и формы.

При расчете мощных преобразователей, содержащих значительную индуктивность в цепи нагрузки, обычно пренебрегают активным сопротивлением цепи переменного тока; индуктивность цепи выпрямленного тока считают бесконечно большой. При этом выпрямленный ток принимают идеально сглаженным, характер коммутации – прямолинейным.

Параметры и характер работы преобразователя УУГ определяют ряд особенностей его расчета.

  1. Трансформатор УУГ имеет небольшую мощность (400-1000кВА) и значительную долю активной составляющей напряжения короткого замыкания, что усиливает нелинейный характер коммутации;
  2. УУГ имеет кратковременный режим работы импульсного характера, что позволяет в целях экономической целесообразности использовать трансформатор меньшей мощности (снизить расчетную мощность трансформатора). При этом в течение импульса трансформатор работает в режиме перегрузки, что приводит к увеличению длительности коммутации;
  3. Нагрузкой преобразователя УУГ является петля контактной сети, обладающая активным сопротивлением и конечным значением индуктивности, определяющей величину пульсаций выпрямленного тока, а также характер нарастания и спадания импульса тока. Таким образом, учет величины индуктивности необходим при анализе формы импульсов тока.
  4. При формировании преобразователем импульсов частотой 2-4Гц с коэффициентом заполнения меньше 0,5 переходный процесс занимает значительную долю длительности импульса. Поэтому учет переходного процесса необходим при определении параметров преобразователя.
  5. В зависимости от параметров подвески преобразователь работает при различных и в том числе значительных углах регулирования тиристоров, при этом форма выпрямленного тока резко отличается от идеально сглаженной.

Перечисленные особенности преобразователя УУГ приводят к значительным погрешностям при его расчете с допущениями, правомерными для мощных преобразователей.

При разработке математической модели приняты следующие допущения:

  • тиристоры идеальны, падением напряжения в них пренебрегаем;
  • все активные и индуктивные сопротивления линейны;
  • преобразователь является симметричным;
  • намагничивающие токи трансформаторов не учитываются;
  • собственные емкости элементов электрооборудования пренебрежимо малы.

Метод расчета электромагнитных процессов преобразователя основан на составлении и решении системы линейных дифференциальных уравнений для расчетных схем коммутационных и межкоммутационных промежутков времени. Решением уравнений в общем случае являются функции, содержащие синусоидальную и экспоненциальную составляющие. Начало коммутации определяется с учетом падения напряжения на активном и индуктивном сопротивлениях цепи переменного тока. Угол естественного открытия вентиля и момент окончания коммутации определяются из трансцендентных уравнений численным методом с погрешностью 0,01эл.град.

Поинтервальная повторяемость структуры расчетных схем приводит к идентичным решениям дифференциальных уравнений, отличающимся в течение переходного процесса только постоянными интегрирования. При наступлении квазиустановившегося режима постоянные интегрирования перестают меняться, углы естественного открытия и длительность коммутации остаются неизменными.

Для получения аналитических функций мгновенных значений токов и напряжений установившегося режима рассматривается переходный процесс при включении преобразователя до момента времени, когда переходные процессы, обусловленные коммутацией вентилей, идентично повторяются.

Используя выражения функций токов для установившегося режима, найдены аналитические соотношения для определения средних значений выпрямленного тока и напряжения. Для определения действующих значений получены аналитические выражения коэффициентов Фурье, а также формулы для непосредственного вычисления действующих значений выпрямленного тока, тока плеча и фазы преобразователя, выпрямленного напряжения и напряжения вентильной обмотки, а также падения напряжения в петле контактной сети, фидерах и фазе трансформатора.

Четвертая глава посвящена разработке и результатам испытаний макетного и опытного образцов УУГ ИРМ.

Экспериментальные исследования проводились на модели контактной подвески 2МФ100+М120, натянутой между стенами учебной аудитории №100 здания УрГУПС, и имеющей длину 14,6 м. Модель содержит стяжное устройство, позволяющее регулировать натяжение контактных проводов в небольших пределах, изоляторы, стяжные зажимы, позволяющие изменять величину зазора между контактными проводами, пружину, имитирующую упругость контактных проводов реального пролета. Контактные провода присоединены к несущему тросу двумя изолированными струнами. Среднее натяжение каждого контактно провода составляет 2кН.

Для подачи в контактную подвеску импульсов тока с частотой механического резонанса контактных проводов была изготовлена модель установки удаления гололеда.

В процессе исследований проводились измерения числа колебаний контактных проводов до начала их соударений n и величины размаха контактных проводов А (максимальное расстояние между осями контактных проводов) в зависимости от величины пропускаемого по контактным проводам тока при различных зазорах =30, 35, 40 и 45 мм.

Анализ результатов экспериментальных исследований показал:

  • при пропускании по парным контактным проводам импульсного тока с частотой их собственных колебаний, происходит раскачка этих проводов, сопровождающаяся соударениями;
  • раскачка проводов до соударений производится с частотой собственных колебаний контактных проводов; при возникновении соударений частоту подаваемых импульсов следует увеличить на 1,5-2% для обеспечения стабильного характера соударений;
  • с увеличением зазора контактных проводов величина минимального тока, необходимого для соударений, возрастает. Так например, при прямоугольной форме импульсов со скважностью 2 для длины пролёта 14,6 м и натяжении контактных проводов 2 кН соударения были получены при минимальных значениях тока, приведенных в таблице 1;
  • необходимое число колебаний до начала соударений уменьшается с увеличением тока по закону, близкому к экспоненциальному; с увеличением зазора число колебаний до первого удара нелинейно возрастает.

Таблица1.

Минимальные значения токов раскачки при различных зазорах

Данная модель позволила спрогнозировать поведение установки в реальных условиях. Была экспериментально доказана возможность раскачки парных контактных проводов и приведения их в соударения силами электромагнитного взаимодействия.

Дальнейшие исследования проводились в направлении разработки действующего макета установки для удаления гололёда и его испытания на рабочем полигоне контактной сети.

Макет устройства удаления гололеда импульсно-резонансным методом (УУГ ИРМ) был выполнен на базе трехфазного сварочного аппарата постоянного тока Etronithy-600 мощностью 30 кВА, содержащего трансформатор, полууправляемый трехфазный мостовой выпрямитель, блок управления и реактор в цепи выпрямленного тока. Дополнительно в разрез цепи управления тиристорами выпрямителя включено трехфазное твердотельное оптореле переменного тока 5П36.30ТМА1-20-8, входные зажимы которого присоединены к выходу генератора сигналов специальной формы Г6-28, способному изменять частоту выходных сигналов. Благодаря установленному трехфазному ключу, шунтирующему оптореле, макет УУГ ИРМ может работать в двух режимах: импульсном, при котором с помощью генератора Г6-28 обеспечивается необходимая для раскачки и соударений контактных проводов частота прямоугольных импульсов силового тока (до 550 А), и непрерывном, дающим возможность установить и зафиксировать нужное значение тока. В силовую цепь выпрямленного тока дополнительно включены токоограничивающие резисторы и шунт для возможности определения силы и формы тока с помощью милливольтметра и осциллографа.

В 2005г. на полигоне контактной сети ЭЧК были успешно проведены натурные испытания действующего макета УУГ ИРМ. В пролете контактной подвески типа МСМ70+2МФ100 длиной 65 м было установлено натяжение контактных проводов, равное 7 кН на провод, и зазор между осями контактных проводов, равный 55 мм. Пролет содержал 9 струн с врезанными изоляторами; износ контактного провода, оцениваемый высотой сечения, составлял 8 мм. При включении макета УУГ ИРМ в импульсном режиме по контактным проводам протекал ток в виде импульсов прямоугольной формы с частотой 1,27 Гц, равной частоте их механического резонанса.

Зафиксировано, что при токе контактного провода 160А контактные провода раскачивались и приходили в стабильные соударения спустя 4 импульса тока, т.е. через 3,2 секунды после включения УУГ ИРМ в импульсном режиме. Размах колебаний в середине пролета составлял 68 мм между осями контактных проводов. При токе контактного провода 250А соударения возникли на 2 импульсе. Размах колебаний составил 72 мм.

Таким образом, успешно проведенные натурные испытания доказали возможность раскачки парных контактных проводов и приведения их в соударения в одном пролете реальной контактной подвески, а также подтвердили закономерности, полученные на моделях УУГ и контактной подвески.

Действующий макет УУГ ИРМ прошел также натурные испытания на полигоне контактной сети железнодорожного техникума в зимних условиях. В пролете контактной подвески типа МСМ70+2МФ100 длиной 23 м было установлено предельно допустимое для полигона натяжение контактных проводов, равное 4,5 кН на провод, и зазор между осями контактных проводов, равный 55 мм. Пролет содержал 2 струны с врезанными изоляторами; износ контактного провода, оцениваемый высотой сечения, составлял 8 мм.

В течение 3,5 часов на контактные провода был наморожен гололед с толщиной стенки льда 5мм. После 4-минутной подплавки льда током 500А на провод гололед был удален ИРМ способом в течение 4,5 минут (рис.2).

Рис.2. Процесс удаления гололеда

Pages:     | 1 || 3 |






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»