НТИ-350 для электропоезда

Одним из достижений в области практической реализации ВИД на подвижном составе является индукторный двигатель типа НТИ-350 для электропоезда. Работы, проведенные ОАО «ВЭлНИИ» по созданию тягового вентильно-индукторного привода (ВИП) для электропоезда на базе НТИ-350, показали значительное улучшение тягово-энергетических, эксплуатационных и экономических показателей электроподвижного состава. Ротор и статор двигателя представлены на рисунке 7.

НТИ-350 изготовлен на базе асинхронного двигателя НТА-350 электропоезда ЭН-3. Он имеет такие же габариты, узлы и детали, что и асинхронный тяговый двигатель (за исключением пакетов статора, ротора и обмотки). Расчетная масса ВИД составляет 1480 кг, фактическая – на 70 кг меньше и имеет резервы значительного ее снижения .

НТИ-350 представляет собой трехфазную электрическую машину с явно выраженными полюсами, образованными зубцовой структурой статора и ротора. Катушки каждой фазы, расположенные во взаимно перпендикулярных направлениях, соединены попарно последовательно с выведение начала и конца каждой пары во внешнюю цепь гибкими кабелями. Такая схема позволяет внешними переключениями формировать фазу либо из соответствующего количества последовательно соединенных катушек, либо параллельными ветвями. Для схемы с параллельным соединением фазное напряжение вдвое уменьшается, фазный ток вдвое увеличивается, а токи в катушках остаются неизменными [10].

Бескорпусное исполнение позволяет более полно использовать заданный объем под активные материалы, что способствует повышению удельной мощности машины. Пакет железа статора спрессован между литыми боковинами коробчатой формы, соединенными между собой стальными накладками сваркой по торцам и вдоль пакета железа. Боковины выполняют функции опор для подшипниковых щитов и несущих конструктивных элементов крепления двигателя к раме тележки. Помимо этого, одна из боковин служит кожухом встроенного центробежного вентилятора охлаждения двигателя, другая – входной камерой вентилирующего воздуха, распределяющего его по воздушным каналам .

Рисунок 7 – Ротор и статор двигателя НТИ-350

Особенностью двигателя НТИ-350 является повышенная частота фазного тока (до 340 Гц при скорости электропоезда 120 км/ч). С целью снижения потерь в магнитопроводе пакеты статора и ротора набраны из листов электротехнической стали с более высоким содержанием кремния и толщиной 0,35 мм, вместо традиционно применяемой стали толщиной 0,5 мм.

Катушки статорной обмотки выполнены из шинной меди намоткой «на ребро». Поэтому, необходимо учитывать дополнительные потери от вихревых токов. Первая составляющая этих потерь наводится магнитным потоком возбужденного зубца статора в меди витков катушек, приближенных к воздушному зазору, с набегающей стороны зубца ротора. Вторая составляющая связана с потерями в проводниках от переменных пазового рассеяния. Формируемое в пазу магнитное поле рассеяния для ВИД имеет свою специфику. Она обусловлена, помимо фазового сдвига магнитодвижущей силой смежных катушек, непараллельностью стенок паза и наличием между катушками воздушного промежутка. Следовательно, поле пазового рассеяния оказывается сильно деформированным, и силовые линии поля частично входят в широкую сторону медной шины, увеличивая добавочные потери [7].

Для учета добавочных потерь от вихревых токов на стадии проектирования НТИ-350 сотрудниками ЮРГТУ была разработана методика, основанная на определении параметров магнитных и тепловых полей для заданной конструкции электродвигателя, состоящая из следующей последовательности действий.

Этап 1.

Расчет магнитного поля и распределения плотностей тока в проводниках катушки для основной гармоники тока для определенного положения ротора. Повышенные добавочные потери в крайних витках обусловлены проникновением переменного магнитного поля со стороны зубцов ротора в плоскость крайних витков обмотки и наведения в них вихревых токов. Этот эффект связан с конструкцией обмотки тягового ВИД, в котором шина наматывается на ребро и крайние витки расположены близко к воздушному зазору.

Расчеты показали, что локальные значения плотности тока внутри одного проводника могут изменяться от положительных до отрицательных значений, если он расположен на полюсе близко к зазору.

Этап 2.

Определение результирующих потерь в каждом из витков катушки. При этом для каждого витка суммируются потери от постоянной составляющей тока и потери от основной и высших гармоник тока с учетом неравномерного распределения плотности тока.

Этап 3.

Тепловые расчеты электродвигателя с учетом распределения потерь в магнитопроводе и проводниках катушки. Были проведены детальные экспериментальные исследования распределение температур в магнитопроводе и по виткам катушки.

Проведены экспериментальные исследования влияние расстояния от воздушного зазора до крайних витков катушек на перегревы витков обмоток. Для этого были изготовлены два комплекта обмоток, отличающихся по высоте за счет приминения разной по толщине витковой изоляции. Расстояние от краев катушек до зазора отличалось на пять миллиметров. Фазный ток, количество витков, условия охлаждения катушек остались без изменений. Во все ктушки в 1-й, 11-й, 12-й и 22-й набегающие витки и во 2-й виток вбегающей стороны также были установлены термопары для измерения локальных температур перегревов витков катушки для измерения магнитных потоков, наводимых в витках со стороны воздушного зазора, на их набегающие и сбегающие прямолинейные части были установлены измерительные катушки по три витка в каждой.Испытания проводились в длительном режиме работы с мощностью 230 кВт. Удаление крайних проводников катушки от воздушного зазора является эффективной мерой снижения добавочных потерь.(лист 2 графической части рисунок«Распределение перегревов по высоте катушки НТИ-350») представлено распределение перегревов проводников катушек, полученных опытным путем и рассчитанных без учета добавочных потерь в крайних витках обмотки. Расход охлаждающего воздуха в соответствии с экспериментальными данными во всех случаях принят постоянным: Q=22,5 /мин.

Наиболее высокий перегрев у проводников в центральной части катушки со стороны набегающего края. Перегревы в катушке 2 меньше, чем у катушки 1. Это подтверждает высокую степень влияния добавочных потерь в крайних витках. В тоже время расчеты без учета добавочных потерь в крайних витках дают на 45÷50 градусов меньшие перегревы проводников катушки по сравнению как с опытными, так и с расчетными данными.

В результате установлено, что эффективной мерой снижения добавочных потерь является удаление крайних проводников катушки от воздушного зазора [6].

Корпусная изоляция НТИ-350 выполнена стеклослюдинитовой лентой. Статор в сборе с установленными катушками и межкатушечными соединениями пропитан вакуум-нагнетательным способом.

Безобмоточныймагнитопровод ротора набран из листов электротехнической стали на пустотелом валу облегченной конструкции и зафиксирован в спрессованном состоянии нажимными шайбами [32].

Конструктивное исполнение двигателя НТИ-350 представлено на рисунке 8.

Тяговый привод с двигателем НТИ-350, преобразователем на биполярных транзисторах с изолированным затвором (IGBT) и микропроцессорной системой управления был исследован в различных режимах работы.

НТИ-350 предназначен для установки на перспективные электропоезда постоянного тока (3кВ) и переменного тока (25кВ). В настоящее время в ВЭлНИИ создана автономная подвижная единица на базе моторного вагона электропоезда ЭР9п с тяговым индукторным электроприводом. Питает двигатель установленный в салоне вагона макетный статический преобразователь, сопряженный с тяговой обмоткой трансформатора. И управляет им специально разработанная в институте микропроцессорная система. Испытания данного моторного вагона электропоезда, проведенного на обкатном кольце НЭВЗа, подтвердили высокие тяговые и энергетические характеристики нового привода [2].

Рисунок 8 – Продольный разрез двигателя НТИ-350

НТИ-350 представляет собой машину с повышенной частотой колебаний электромагнитного момента на валу двигателя (до 1020 Гц при скорости электропоезда = 120 км/ч). Применение ВИД в тяговом электроприводе предполагает разработку спосо­бов и средств по снижению пульсаций крутящего электромаг­нитного момента, который от ротора двигателя через резино-кордную муфту передается на тяговую зубчатую передачу.

При вращении ротора относительно статора в ВИД череду­ются интервалы времени, когда под током при 180 градусном управлении оказываются одновременно либо две фазы двигате­ля—в начале и в конце полупериода сигнала датчика положения ротора (ДПР), либо одна - середина полупериода ДПР. Это обу­словлено особенностью управления ВИД. Периодическая ком­мутация токов в фазах обеспечивает непрерывный вращающий момент. На интервале перекрытия двух фаз в кривой результи­рующего электромагнитного момента при регулировании наиболее распространенным способом в режиме токоограничения - «токовый коридор» наблюдается всплеск.

Сотрудниками ВЭлНИИ исследовано влияние пульсаций электромагнитного момента на механическую часть привода электропоезда с тяговым индукторным электроприводом на базе данного двигателя. Исследования были выполнены на модели колесно-моторного блока (КМБ) с ротором ВИД (рисунок 9) [5].

Рисунок 9 – Модель колесно-моторного блока с ротором

ВИД колесной пары

Модель представляет собой систему с дискретными, инерционными, упругими и диссипативными связями. Динамические состав­ляющие электромагнитного момента являются высокочастот­ными по отношению к парциальным частотам трансмиссии тя­гового привода и значительно отличаются от частот колебаний тележки и кузова.

Следует также отметить, что высоко­частотные пульсации электромагнитного момента практически полностью гасятся в механической части тягового привода, об­ладающее инерционностью и диссипативностью. На ротор воз­действуют как среднее значение момента, так и его пульсационные составляющие.

Динамика процессов в КМБ описана системой дифферен­циальных уравнений при действии на ротор РИД постоянной и пульсационной составляющих момента. При выводе дифферен­циальных уравнений колебаний тягового привода использовано уравнение Лагранжа 2-го рода

,

где Т, П и R– кинетическая, потенциальная энергии и энер­гия рассеивания;

–обобщенные координаты поворота искорости элементов системы;

–внешняя сила.

Моделируемая сила в точке контакта колесо - рельс опре­деляется по формуле

где – давление колеса на рельс;

– радиус среднеизношенного бандажа колесной пары моторного вагона;

– критическое скольжение, ;

– угловые перемещения колес колесной пары;

– коэффициент сцепления, ;

v–заданная скорость движения электропоезда.

Так как характеристики упругого элемента, размещенного между валом двигателя и входным валом редуктора (для электропоездов резинокордные оболочки высокоэластичных муфт типа ЭМ 520x150 ТУ38.1047-85), имеют многофакторную зави­симость жесткости, то определение нагрузок в трансмиссии проведено для двух значений жесткости: Нм/рад и Нм/рад.

По результатам, на котором показаны: момент на входном валу редуктора, вычисленного по формуле

,

Характеристика среднего тягового момента М_ср(V); динамическая сила в подвеске редуктора, вычисленная по формуле ,и характеристика составляющей силы от среднего тягового момента, вычисленной формуле

Коэффициент динамики на входном валу редуктора опре­делялся поформуле

.

Амплитудно-частотные характеристикипостроены для значений Нм/рад (сплошные линии) и Нм/рад.

Анализируя полученные данные, можно отметить, что на­чиная со скорости 15 км/ч, максимальные моменты на валу входного редуктора совпадают с тяговыми, то есть пульсационная составляющая момента на валу редуктора практически рав­на нулю. Это можно объяснить большой разностью частот возмущений, создаваемых электромагнитным моментом ВИД, и свободных колебаний ротора на упругости муфты. Ди­намические силы S_pв подвеске редуктора также равны пулю начиная с этой же скорости.

Таким образом, трансмиссия тягового индукторного приво­да при скоростях более 15 км/ч работает в зарезонансной области и динамические колебания трансмиссии от пульсаций момен­та на валу ротора ВИД равны нулю.

Анализ работы тягового привода в диапазоне резонансных скоростей показывает, что представленные АЧХ имеют два до­минирующих резонансных максимума. Первый, наибольший резонансный максимум находится в области 6,66+13,3 Гц (v=0,8+l,6 км/ч), которому соответствуют собственные частоты колебаний ротора ВИД при жесткости резинокордных муфт Нм/рад и Нм/рад. Второй резонансный максимум приходится на 26,6+45,1 Гц (v=3,16+5,4 км/ч), кото­рому соответствуют собственные частоты колебаний редуктора при жесткости резинокордных муфт Нм/рад и Нм/рад. При скоростях, соответствующих макси­мальным динамическим составляющим 0,8+1,6 км/ч (6,66+13,ЗГц), на входном валу редуктора наблюдается рост ди­намического момента на 3860 Нм при жесткости муфты 78480 Нм/рад и на 4452 Нм при жесткости 147150 Нм/рад, что соответствует коэффициентам динамики 0,82 и 0,94. Силы в подвеске редуктора имеют коэффициент динамики 1,0 (1,21) и рост на 31,6 кН (38,21 кН) при жесткости муфты 78480 Нм/рад (147150 Нм/рад). Увеличение жесткости резинокордной муфты приводит к росту динамических составляющих и к увеличению частоты основного резонансного максимума в обоих вариантах.

Для снижения динамических составляющих в области резонансных скоростей предлагается снизить пульсации момента на валу ВИД средствами управления формированием специальной формы токоограничивающей уставки фазного тока таким образом, чтобы фазный ток ВИД уменьшался в зоне возрастания результирующего момента. В пусковом режиме ВИД работа­ет в режиме токоограничивающей уставки непосредственно по сигналам датчика положения ротора (ДПР) с параметрами управления,β=180, . При таких углах двигатель развивает предельное значение момента на валу для заданной амплитуды тока обмотки. При этом, практическая реализация регулирова­ния углов α и β в области «ползучих» скоростей при использовании ДПР с числом перфораций, равным числу зубцов на роторе, затруднена из-за технических сложностей, возникающих при регулировании углов управления. Поэтому при пуске для снижения пульсаций момента практически можно использовать только режим амплитудного регулирования- путем изменения формы токоограничивающей уставки, т.е. алгоритм «микропроцессорного» ведения тока по заданной «траектории», формирующей особую форму фазного тока.

Связь фазного момента и соответствующего фазного тока в ВИД позволяет путем формирования определенной «траектории» уставки тока оказывать непосредственное влияние на результирующий момент, а следовательно и на величину его пульсаций. Для этого необходимо согласованное изменение токов всех фаз двигателя, обеспечивающее снижение всплеска или повышение провалов в кривой результирующего момента. Крутые фронты нарастания и спадания тока в пусковом режиме упрощают техническую реализацию предлагаемого алгоритма.

При этом предложенный способ формирования средствами управления специальной формы токоограничиваюшейуставки фазного тока обеспечивает снижение пульсации момента с 14% до 3,8%.

Коэффициент пульсаций рассчитывался по формуле

где , –среднее значение и амплитуда третьей (основ­ной) гармоники результирующею электромагнитного момента.

Обеспечить снижение пульсаций результирующего элек­тромагнитного момента двигателя при его работе в режиме токоограничения можно также путем формирования фазных токов двигателя таким образом, чтобы сумма моментов, развиваемых отдельными фазными обмотками двигателя, не превышала заданного значения момента. Это обеспечивается непосредствен­ным регулированием момента двигателя путем изменения амплитуды фазного тока в зависимости от угла поворота ротора относительно статора.

Формирование амплитудных значений фазных токов в зависимости от угла поворота ротора относительно статора осуществляется путем подачи на фазные обмотки двигателя импульсов напряжения в течение каждого периода сигнала ДПР, для чего интервал от нуля до 180° разбивают на равное количество интервалов повторения вычислений –т.В начале полупериода сигнала ДПР подается на входящую в работу фазу (0÷60⁰– фаза «А», 120÷180⁰–фаза «В») напряжение питания таким об­разом, чтобы ток этой фазы не превышал заданного значения . После чего вычисляемся создаваемый момент этой фазы и одновременно на этом же интервале вычисляется момент вы­ходящей из работы фазы (0°÷60° – фаза «С», 120°÷180° – фаза «А»), как разность заданного момента и вычисленного момента входящей в работу фазы. На интервале 60°÷120° (фаза «А») момент фазы задается равным заданному моменту. Определе­ние амплитудных значений фазных токов в зависимости от угла поворота ротора относительно статора производится по вычисленным мгновенным значениям фазных моментов, развиваемых фазами двигателя.

Расчетные осциллограммы фазных токов, момента, напряжения и результирующего момента, полученных при формировании амплитудных значений фазных токов в режиме токоограничения в зависимости от угла поворота ротора относительно статора приведены на листе 4 графической части.

Пульсации момента в данном случае составляют 2,1%. Недостатком данного способа является повышенная частота переключений силовых полупроводниковых приборов на интервале работы от 120° до 180°. В данном случае она составляет около 12 кГц.

АЧХ момента на входном валу редуктора (а) и сил в подвеске редуктора (б) от частоты вынужденных колебаний и скорости движения представлены на листе 4 графической части.

Сплошные линии – Нм/рад, пунктирные – Нм/рад.

Анализируя полученные АЧХ можно отметить, что при скоростях – 0,8÷1,6 км/ч (6,66÷3,3 Гц) на входном валу редуктора наблюдается рост момента на 840Hм при Нм/рад и на 1135 Нм при Нм/рад, что со­ответствует коэффициентам динамики 0,13 и 0.24,

При жесткости муфты 78480 Нм/рад (147150 Нм/рад) сила в подвеске редуктора имеет практически тот же коэффициент динамики по сравнению с силой реакции от действующего момента 0,23 (0,3) и рост на 7,3 кН (9,46 кН).

Таким образом, при снижении пульсаций вращающего момента в резонансной области наблюдается снижение относи­тельных значений динамических показателей моментов на входном валу редуктора и сил в подвеске редуктора в 4 раза.

Выполненные расчеты выявили влияние пульсаций вра­щающего момента ВИД на механическую часть электропоезда и позволили определить диапазон скоростей движения электропоезда, при которых появляются повышенные динамические нагрузки в тяговом приводе. Предложены способы уменьшения этих нагрузок путем снижения пульсаций момента на валу дви­гателя.

В заключение можно отметить, что накопленный опыт проектирования, изготовления и испытаний ВИД транспортного применения позволяет говорить о высоких энергетических показателях вентильно-индукторного привода. Современный уровень полупроводниковой техники позволяет приступить к проектированию и изготовлению тяговых вентильно-индукторных приводов мощностью свыше 1 МВт для железнодорожного транспорта.

Заключение

Существует методика для учета добавочных потерь от вихревых токов на стадии проектирования основанная на определении параметров магнитных и тепловых полей для заданной конструкции электродвигателя.

Следовательно, можно сделать вывод, что в ходе проведенных расчетов определен диапазон скоростей движения электропоезда, при которых появляются повышенные динамические нагрузки в тяговом приводе. Так, наибольший резонансный максимум скоростей находится в области = 0,8 1,6 км/ч, которому соответствуют собственные частоты колебаний ротора ВИД.

Предложены способы уменьшения динамических нагрузок путем снижения пульсаций момента на валу двигателя. Так, обеспечить снижение пульсаций результирующего электромагнитного момента возможно путем формирования фазных токов двигателя таким образом, чтобы сумма моментов, развиваемых отдельными фазными обмотками, не превышала заданного значения момента. Это обеспечивается непосредственным регулированием момента двигателя путем изменения амплитуды фазного тока в зависимости от угла поворота ротора относительно статора. В данном случаи пульсации момента составляют 2,1%. Другим способом снижения динамических составляющих является снижение амплитуды пульсаций момента на валу ВИД средствами управления формированием специальной формы токоограничивающей уставки фазного тока таким образом, чтобы фазный ток ВИД уменьшался в зоне возрастания результирующего момента. В этом случаи пульсации момента составляют 3,2÷4% .

В результате испытаний двигателя НТИ-350 достигнута его расчетная мощность 350 кВт. В кратковременных режимах она повышалась до 450 кВт. Коэффициент полезного действия составил 0,96, вращающий момент 3,8 кН-м. У асинхронного двигателя при синусоидальном токе наибольшее значение кпд составляет 0,93. При питании от преобразователя частоты он будет на 1,5... 2 % ниже.Характерной особенностью ВИД является более медленный, по сравнению с другими двигателями, спад КПД в области малых нагрузок. Так, при мощности 15 % от номинальной КПД индукторного двигателя составил 0,92, в то время как у асинхронного – 0,75.

Не нашли, что искали? Воспользуйтесь поиском по сайту: