DIPLOMOVÁ PRÁCAdiplom.utc.sk/wan/1397.pdf · 2007-11-09 · DIPLOMOVÁ PRÁCA Priezvisko a meno: Tomáš Chovanec Rok: 2007 Názov diplomovej práce: Rekonštrukcia meničovej výzbroje

DIPLOMOVÁ PRÁCA

Priezvisko a meno: Tomáš Chovanec Rok: 2007

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: 21. 5. 2007

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

1.2 VŠEOBECNÝ POPIS ELEKTRICKÉHO RUŠŇA 71E …...………................5

1.3 POPIS MENIČOVEJ VÝZBROJE ELEKTRICKÉHO RUŠŇA 71E…….....7

1.3.1 Impulzový menič kotiev PULS DELTA.........................................................7

1.3.2 Impulzový menič budenia BATYR DELTA..................................................8

1.3.3 Impulzový menič pomocných pohonov UNIPULS 80...................................9

2. DÔVODY PRE REKONŠTRUKCIU ELEKTRICKÉHO RUŠŇA

71E ...............................................................................................................................9

3. MOŽNÉ VARIANTY REKONŠTRUKCIE SO ZRETEĽOM NA ZLEPŠENIE

JEHO TRAKČNÝCH A ENERGETICKÝCH CHARAKTERISTÍK................12

3.1 ZLEPŠENIE ENERGETICKÝCH PARAMETROV DOSADENÍM

REKUPERAČNÉHO BRZDENIA.....................................................................12

3.1.1 Prvý variant rekuperačnej brzdy s možnosťou prepnutia na odporové

brzdenie.........................................................................................................13

3.1.2 Druhý variant rekuperačnej brzdy s pomerným riadením veľkosti

rekuperovanej energie...................................................................................15

3.2 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...........................................................................................................20

3.4.1 Výpočet odľahčení vplyvom klopných momentov.......................................22

4. NÁVRH A DIMENZOVANIE MENIČOV UVAŽOVANÝCH PRE

REKONŠTRUKCIU …………………………………………………..........….….24

4.1 NÁVRH A DIMENZOVANIE IMPULZOVÝCH MENIČOV KOTIEV .…24

4.2 NÁVRH A DIMENZOVANIE IMPULZOVÝCH MENIČOV BUDENIA…26

4.3 NÁVRH A DIMENZOVANIE IMPULZOVÝCH MENIČOV

POMOCNÝCH POHONOV ………………………………..…….............……27

4.4 NÁVRH A DIMENZOVANIE IMPULZOVÝCH MENIČOV

SHUNTOVANIA KOTIEV ……………………………………..............……..28

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

5.2 VÝPOČET STRÁT V PÔVODNOM MENIČI PULS DELTA.......................36

5.2.1 Silové súčasti impulzového meniča..............................................................37

5.3 VOĽBA POLOVODIČOVÉHO PRVKU PRE NOVÉ IMPULZOVÉ

MENIČE................................................................................................................42

5.4 URČENIE STRÁT IMPULZOVÝCH MENIČOV KOTIEV S IGCT

PRVKAMI.............................................................................................................46

5.4.1 Variant pôvodnej koncepcie štyroch meničov s presadeným riadením........46

5.4.2 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

CK – komutačný kondenzátor

DH – hlavná dióda

D0 – nulová dióda

DZ – zhasínacia dióda

fP – pracovná frekvencia

IAV – stredná hodnota prúdu

IEF – efektívna hodnota prúdu

IDH – prúd hlavnou diódou

ICK – prebíjací prúd komutačného kondenzátora

IDZ – prúd zhasínacou diódou

ITH – prúd hlavným tyristorom

ITZ – prúd zhasínacím tyristorom

IZ – prúd záťažou (= vyhladzovacou tlmivkou a kotvami trakčných motorov)

LK – komutačná tlmivka

LO – obmedzovacia tlmivka

Q1 až Q8 – náboje premiestnené v intervaloch t1 až t8

ŠI – šírka impulzu

TH – hlavný tyristor

TZ – zhasínací tyristor

t1 až t8 – intervaly činnosti impulzového meniča PULS DELTA

UCf – napätie na hlavnom filtri

UZ – napätie na záťaži (= na vyhladzovacej tlmivke a kotvách trakčných motorov)

UTV – napätie trakčného vedenia (v zásade totožné s Ucf)

Um – napätie na trakčných motoroch

ITRV – trvalý prúd trakčných motorov

π – Ludolfovo číslo (≈3,14)

ωK – kruhová frekvencia LC komutačného obvodu

ŽILINSKÁ UNIVERZITA __ _ DIPLOMOVÁ PRÁCA

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 12E (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 / 123) 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 (162) a 99E (163.061-120).

Hoci som veľkým sympatizantom strojov radu 162,163, 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

mechanická časť

12E/E499.0(140) I 1953-58 Odporová, liatinové odporníky, hlavný kontrolér s vačkovými stýkačmi

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(121) I 1960 dtto Bo’Bo’ dtto 31E/E669.1(181) I 1961-62 dtto Co’Co’primárne aj sekundárne

listové, tlapové tr.motory 59E/E669.2(182) I 1963-65 dtto Co’Co’primárne aj sekundárne

listové, tlapové tr.motory 57E/E469.2(122) I 1967 dtto Bo’Bo’primárne aj sekundárne

listové, kĺbová spojka Škoda 57E/E469.3(123) I 1971 dtto Bo’Bo’ dtto 61E/E669.2(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

Bo’Bo’primárne aj sekundárne pružinové, klbová spojka Škoda

65E/E499.2(150)II 1978 Odporová, fechralové odporníky, elektropneumat. stýkače, medzikontrolér

Bo’Bo’ dtto

58E/E479.1(131)II 1980-82 Odporová, fechralové odporníky, hlavný kontrolér s vačkovými stýkačmi

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.pru-žinové flexicoil, priamy pohon dutým hriadelom,resp.spojkou Škoda

98E/162 II 1991 Impulzová, SCR, RCTyristory Bo’Bo’primárne aj sekundárne pružinové, klbová spojka Škoda

99E/163 II 1992 Impulzová, RCTyristory Bo’Bo’ dtto 93E/184resp.164 II 1994-99 Impulzová, GTO tyristory Bo’Bo’Bo’ dtto

1.2 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 AL4542FiR konzolami a pätkami upevnené o rámy podvozkov,

prostredníctvom jednostranných jednostupňových prevodoviek s prevodom 81:23

individuálne poháňajú dvojkolesia s priemerom 1250 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 3200 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 F21, 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 2,4 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 (2x1500 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 P20.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 25Hz, 50 Hz, 75 Hz, 275 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 1200 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.

1.3.2 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 2/3 ... 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 2 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 20 % 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.

2. 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 2. 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 2004

získaná na skúšobni Strediska údržby a opráv Žilina je graficky vyjadrená na obrázku

2.1.

Do štatistiky som pre väčšiu objektívnosť zahrnul všetky typy vozidiel

s trakčnou výzbrojou odpovedajúcou typu 71E (rady 162,163,362,363) a naopak,

vynechal som rušne 163.101–111 (99E) s inovovanými RCT meničmi konštrukčnej

skupiny „M“.

Na obrázku 2.2 je grafické znázornenie percentuálneho podielu porúch

analyzovaných silových meničov.

- 10 -


Obrázok 2.1

Obrázok 2.2

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 12,13. 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.2.1) 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.

- 12 -


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, R02 (svorka B), dosadení nového výkonového kontaktu A1-A2

prepojovačov Q11,Q12, 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 -


TNSTV

TNSTV

UUIRUU

≈−= *0

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.

VUU

IRUU

TVkrit

TVkrit

TNSTVkrit

3100503300*95.0

**95.0 min0

=−=−=

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:

VVVUUU TVkritTV 50031003600max =−=−=∆

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 S207 na vypnutie EDB).

3.1.2 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, R02, 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 (UN) by nemalo ich indukované a teda ani svorkové napätie

prekročiť hodnotu 2*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,R02 pomocou brzdového

meniča sa súčtové napätie na kotvách motorov a vyhladzovacích tlmivkách zvyšuje na

hodnotu trolejového napätia pri nezmenenom brzdovom prúde. Po splnení podmienky

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

TVLVTM UUU >+

- 15 -


kotevných meničov. Ak je splnená podmienka UTV < 3600 V, úplným zatvorením

brzdového meniča (a = 0) sa odpor odporníka blíži k nekonečnu (R → ∞), prúd

odporníkom k nule ( 0≈+

=b

LvTMRb R

UUI ) a teda 100% rekuperovanej energie tečie do

trakčného vedenia. Súčinnosťou regulácie kotevného aj brzdového meniča je možné na

základe derivácie trolejového napätia dtduTV 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

dtdi

dtdu ,

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.

3.2 ZLEPŠENIE ENERGETICKÝCH PARAMETROV ZVÝŠENÍM

HYSTERÉZY RIADENIA PRI AUTOMATICKEJ REGULÁCII RÝCHLOSTI

Elektrické rušne 71E patria medzi vozidlá ŠKODA 2. 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 2 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 vp

stane hornou hranicou regulačného rozsahu, pričom skutočná rýchlosť vs má tendenciu

konvergovať k hodnote: 2vvv ps

∆−=

- 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 2vv p

∆− až vvp ∆− , respektívne od 0 do

–100 % v rozmedzí rýchlostí 2vv p

∆− až pv .

Graf možnej závislosti pomerného ťahu na odchýlke rýchlosti:

Obrázok 3.1

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 AL4542FiR 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 25

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=0,032 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 AL4542FiR 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 AL4542FiR 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 2.1 sa javí

poruchovosť trakčných motorov so 14 evidovanými poruchami s podielom 1,27% ako

veľmi nízka, veľa porúch tračných motorov je evidovaných nepriamo, buď ako

preskoky (25-krát) či zásah ochrán (41-krát), kde pritom vo väčšine prípadov (až 34-

krát) účinkovalo diferenciálne relé K03 (20P 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.

εϕ .. aatadh GF =

Zvýšenie adhéznej sily by bolo možné zvýšením adhéznej hmotnosti balastom.

U štvornápravového vozidla s hmotnosťou 84 ton jazdiaceho na zvršku o únosnosti 20

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

- 20 -


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 3.2

∆AS - odľahčenie podvozku

∆AP - odľahčenie nápravy

GN - tiažova sila na nápravu ...206,01 kN

G - tiažová sila rušňa (= 4 x Gn) ...824,04 kN

Tn - ťažná sila na náprave

Th - ťažná sila na háku (= 4 x TN)

a - rozvor podvozku ...3,2 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

- 21 -


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:

ΣmiA = 0:

2Tn.č – ∆AP.a = 0

aP .2.čT A h=∆

∆AP = 0,07813.Th

ΣmiB = 0:

Th.(h-č) – ∆AS.u = 0

u

č)-.(hT A h

=∆ S

∆AS =0,06446.Th

(odľahčenie podvozku od skrine; pre odľahčenie nápravy od skrine uvažujem ∆AS/2)

Rozloženie tiaže na nápravy:

1.os: 2A

-A- GG N N1S

P∆

∆= (odľahčená od podvozku aj od skrine)

2.os: 2A

-A GG N N2S

P∆

∆+= (zaťažená od podvozku, odľaľahčená od skrine)

3.os: 2A

A- GG N3S

PN∆

+∆= (odľahčená od podvozku, zaťažená od skrine)

4.os: 2A

A GG N N4S

P∆

+∆+= (zaťažená od podvozku aj od skrine)

Aby som u rušňa dosiahol optimálne adhézne využitie všetkých osí, musím na

základe vzťahu aNiN GF ϕ.max = pre každú nápravu zabezpečiť rozdelenie

- 22 -


jednotlivých ťažných síl úmerne ich zaťaženiu. konštFG

Ni

Ni = Pre moment

cudzobudeného motora (ktorému je úmerna aj ťažná sila ním poháňanej nápravy) platí:

IcM ..φ= . 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 IB/IK. 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

ISTREDNÝ I1TM I2TM I3TM I4TM I1TM/ISTR I2TM/ISTR I3TM/ISTR I4TM/ISTR

300,0 291,96 303,34 296,66 308,04 0,9732 1,0111 0,9889 1,0268 333,0 322,30 337,45 328,55 343,70 0,9679 1,0134 0,9866 1,0321 367,0 353,24 372,72 361,28 380,76 0,9625 1,0156 0,9844 1,0375 400,0 382,86 407,13 392,87 417,14 0,9571 1,0178 0,9822 1,0429 433,5 412,60 442,19 424,81 454,40 0,9518 1,0201 0,9799 1,0482 466,9 441,89 477,30 456,50 491,91 0,9464 1,0223 0,9777 1,0536 500,3 470,82 512,56 488,04 529,78 0,9411 1,0245 0,9755 1,0589 533,7 499,39 547,97 519,43 568,01 0,9357 1,0267 0,9733 1,0643 567,1 527,61 583,53 550,67 606,59 0,9304 1,0290 0,9710 1,0696 600,5 555,46 619,23 581,77 645,54 0,9250 1,0312 0,9688 1,0750 633,9 582,96 655,09 612,71 684,84 0,9196 1,0334 0,9666 1,0804 667,3 610,10 691,09 643,51 724,50 0,9143 1,0356 0,9644 1,0857 700,7 636,89 727,24 674,16 764,51 0,9089 1,0379 0,9621 1,0911 715,0 646,06 743,67 686,33 783,94 0,9036 1,0401 0,9599 1,0964

- 23 -


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).

- 24 -


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 2000 až 3600 V

- napájanie dvojice do série spojených kotiev trakčných motorov AL4542FiR

trvalým prúdom 715 A, prúdom 1100 A po dobu 5 minút s maximálnym

zvlnením 30 %

- plynulá regulácia výstupného napätia v rozsahu 47 až 2600 V, čiastočne

eliminujúca vplyv kolísania vstupného napätia

- vynechanie pásma zakázaných frekvencií rušiacich činnosť koľajových obvodov

50, 75 a 275 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)

- 25 -


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.

4.2. 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 955-250-12-NKL, hlavných diód DR 855-250-12

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-C2, D1-D2, E1-E2, F1-

F2 meničov smeru Q13,Q14.

Budiaci impulzový menič musí spĺňať nasledujúce predpoklady:

- napájané z kapacitného deliča jednosmernej napájacej siete v dovolenom

napäťovom rozsahu 2x1000 až 2x1800 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 275 Hz.

- 26 -


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 4.2

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 362,363 ZSSK a 363 ZSSK Cargo postupne nahradzované IGBT

meničom JN 3018/400/48 produkcie EVPÚ Nová Dubnica.

- 27 -


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 23 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 275 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 ITM1 aj neshuntovanou kotvou

ITM2 = IMS. Na základe platnosti 1.Kirchhoffovho zákona podľa obrázka 4.3.a by mal

potom shuntovací menič odoberať taktiež konštantný prúd IIM. Uvedené podmienky

neumožňujú hospodárny režim prevádzky (UVSTUP.IVSTUP = UVÝSTUP . IVÝSTUP), pretože

prúd na vsupe aj výstupe meniča, na ktorom musí vznikať úbytok napätia, musí byť

rovnaký. V praxi to znamená zapojenie odporníka R1 s najmenším potrebným odporom

do série s meničom. V opačnom prípade menič pracuje s minimálnym pomerným

otvorením, veľkými vnútornými prúdmi (IT1 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

- 28 -


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 LV1, LV2 určených

na zníženie zvlnenia prúdu odoberaného a dodávaného meničom a teda aj priľahlými

kotvami, dvojica akumulačných kondenzátorov CA1, CA2 slúžiacich na striedavu

akumuláciu a výdaj energie a akumulačná indukčnosť LA, ktorej úlohou je odovzdať

energiu medzi kondenzátormi CA1 a CA2. 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 2 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

- 29 -


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 LA – 90 µH/590A (pôvodný komutačný reaktor, 48 kg)

Akumulačný kondenzátor CA – 30 µF (pôvodný komutačný kondenzátor POAJ 1-

0,6/90/0,6, 12x12kg)

Vyhladzovacia indukčnosť LV – 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 = 6,45232 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

2.1 pri zopnutých kontaktoch A1-A2 prepojovača Q11, Q12 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 2/3 Hz, 200 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 (263).

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 425.95

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

- 32 -


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 Ck na napätie

hlavného filtra UCf. Po splnení tejto podmienky sa môže privedením impulzu na hlavný

tyristor TH 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 ICK pre lepšiu názornosť vo výpočtoch stotožňujem

s prúdom cez zhasínací tyristor ITZ, opačný smer tohto prúdu cez aniparalelnú diódu ako

záporný prúd (-IDZ).

Platí teda: ICK = ITZ = (-IDZ) a rovnako pre hlavný tyristor a diódu: ITH = (-IDH)

1.interval: komutácia z D0 na TH.

Prúd tyristorom TH po privedení impulzu začína narastať z nuly na hodnotu IZ so

strmosťou dtdiTH danou veľkosťou komutačnej indukčnosti LK. Záverné napätie z

tyristorov meniča sa dostáva na záťaž: dtdiT

LU HKZ = . Prúd nulovou diódou ID0

postupne klesá k nule, pri konštantnom prúde záťažou platí: 0DTHZ III +=

2.interval: samostatná činnosť TH.

Interval začína v okamihu poklesu prúdu nulovou diódou na nulu a končí

privedením impulzu na zhasínací tyristor TZ. Na záťaži je plné napätie zdroja ZCf UU =

a prúd záťažou je totožný s prúdom cez hlavný tyristor THZ II = .

3.interval: činnosť zhasínacieho tyristora TZ.

Kondenzátor Ck je nabitý na napätie +UCf , 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: tLL

UI K

OKK

CfTZ ω

ωsin

)( += , kde

KOKK CLL ).(

1+

=ω . Napätie na

komutačnom kondzátore sa z hodnoty napätia zdroja začína prebíjať

- 34 -


kosínusovo: tUU KCfCK ωcos.= . Na prúd cez hlavný tyristor sa superponuje v prvom

podintervale kladná polvlna sínusoidy L-C prúdového kmitu: . TZZTH III +=

V grafickom vyjadrení 3.interval rozdelím na 2 podintervaly:

3.1. interval: UCk>0: Kondenzátor CK sa vybíja z napätia zdroja na nulu, prúd

indukčnosťou LK a CK na konci intervalu vystúpi na hodnotu ITZMAX. Prvky hlavného

tyristora sú opakovane namáhané týmto špičkovým priepustným prúdom, na ktorý

musia byť dimenzované.

3.2. interval: UCk<0: Komutačný kondenzátor je vybitý, ale prúd je vďaka energii

naakumulovanej v indukčnostiach LK a CK udržiavaný v rovnakom zmysle, pokiaľ sa

CK neprebije na opačnú polaritu. Na konci podintervalu je síce prúd rovný nule (tyristor

TZ sa zatvára), ale napätie opačne nabitého kondenzátora sa algebraicky sčíta s napätím

zdroja . Za predpokladu )( CKCfZ UUU −−= CKCf UU ≈ je záťaž vrátane nulových diód

namáhaná bezmála dvojnásobným napätím 6 kV, čo sa musí rešpektovať pri návrhu

prvkov meniča ako hodnota opakovateľného špičkového napätia.

4.interval: komutácia z TH na DZ.

Komutačný kondenzátor sa začína prebíjať na pôvodnu polaritu proti prúdu

záťaže, vodivú cestu cez zatvorený TZ tvorí teraz antiparalelná vetva so zhasínacou

diódou DZ. Odovzdávajúc svoju energiu indukčnostiam priebeh prúdu nadobúda tvar

zápornej polvlny sínusoidy tLL

UI K

OKK

CfDZ ω

ωsin

)( += .

V momente, keď sa okamžitá hodnota prúdu ITZ vyrovná hodnote prúdu záťaže

IZ, ich súčtový prúd ITH klesne na nulu a hlavný tyristor sa zatvára. . )( DZZTH III −+=

5.interval: činnosť hlavnej a zhasínacej diódy DH a DZ.

Po vypnutí TH sa ďalej zvyšuje okamžitá hodnota sínusového prebíjacieho prúdu

nad hodnotu prúdu záťaže IZ (čo je aj nutná podmienka bezpečného zatvorenia TH a teda

spoľahlivej činnosti meniča). Kondenzátor CK sa prebíja jednak cez záťaž prúdom IZ,

prebytok prúdu IDZ dobieha ako prebíjací impulz navyše aj cez hlavnú diódu DH.

)( DZZDH III −+=− Po dosiahnutí amplitúdy IDZ začína prebíjací prúd klesať. Interval

končí, keď prúd hlavnou diódou klesne na nulu. 0)( =⇒−−= DHDZZ III

- 35 -


6.interval: činnosť zhasínacej diódy DZ pri dobití CK.

Po vypnutí hlavnej diódy DH sa dobíja komutačný kondenzátor cez záťaž na plnú

hodnotu napätia zdroja UCf. Po ukončení vodivosti DZ prestáva zdroj dodávať do záťaže

energiu a z globálneho hľadiska sa menič zatvára. Poklesom prebíjacieho prúdu k nule

(strmosť poklesu obmedzuje LO) prakticky začína preberať vodivosť nulová dióda D0.

. 0)( DDZZ III +−=

7.interval: komutácia z TH na DZ.

Stotožnený s koncom 6. intervalu.

8.interval: činnosť nulovej diódy D0.

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: 0DZ II = .

5.2 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 360-2b s ohmickým odporom

hliníkového vinutia 0,055 Ω pri trvalom prúde 715/2 A vznikajú súhrnné činné straty

28,117 kW.

Na filtračnej tlmivke CLV 1280-2a s ohmickým odporom medeného vinutia

0,028 Ω pri pomernom otvorení 0,9 a ekvivalentnom prúde 1287 A vznikajú činné

straty 46,378 kW.

Súprava tlmiviek je ochladzovaná chladiacim vzduchom o priefuku 4 m2/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.

5.2.1 Silové súčasti impulzového meniča

Hlavný tyristor TH : tyristor TR 967 – 400 – 12S-NKI ... 8 ks

Zhásínací tyristor TZ : tyristor TR 955 – 200 – 12 NKL… 8 ks

Hlavná dióda DH : dióda DR 855 – 250 – 12 ...8 ks

Zhácínacia dióda DZ : dióda DR 855 – 200 – 12 … 8 ks

Nulová dióda D0 : 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 itrv 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 2Itrv

.

Určenie šírky impulzu:

Napätie na motore v závislosti na pomernom otvorení:

st µ07 =

-uvedené doby trvania intervalov činnosti meniča sú konštantné pre celý jeho pracovný

rozsah, premenné časové veličiny sú interval t2 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

;00192,010*73,10*2

715*21*

2*

211 6 CtItrvQ === −

CtItrvQ 03202,000009,0*2

7152*2

2 ===

CQQQ 2474,018,00674,0333 21 =+=+=

CtItrvQ 674,00001885,0.2

7153.2

31 ===

ALoLk

UzIvypK

1500)00003,000009,0(16670

3000)(

=+

=+

=ω

CtIvypQ 18,00001885,0.150023.232 ===ππ

Ck

IvyptItrvQ 00257,0)12407,0.(cos16670150010.4,14.

2715)1.(cos4.

24 6 =−+=−+= −ψ

ω

CQQQ 293,0,0118,0175,0555 21 =+=+=

Ck

IvypQ 175,02407,0cos.166701500.2cos..251 === ψ

ω

CtItrvQQ 118,00001596,0.2

715175,05.2

55 12 =−=−=

CtItrvQ 0026,010*26,7*2

7156*2

6 6 === −

CtItrvQ 55695,10029530,0*2

7158*2

8 ===

-náboje Q2 a Q8 sú premenné veličiny závislé na dĺžke premenných časových

intervalov t2 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:

AQQQQQfpIthav 46,9)03202,025189,0(*333,33)24331(* 21 =+=+++++=

Zhasínací tyristor:

AQfpItzav 618,0*333,333* 2 ===

Nulová dióda:

AQQfpIdoav 96,351)00192,00003575,0(*333,33)18(* =+=+= Hlavná dióda:

AQfpIdhav 93,3118,0*333,335* 2 ===

Zhasínacia dióda:

AQQQfpQdzfpIdzav 6118,0*333,33)654(** ==++==

Efektívne hodnoty prúdov prvkami meniča vypočítané pomocou integrálov prúdu

v jednotlivých intervaloch činnosti meniča:

dtiSit

∫=0

2

sAtItrv

S 2

622

4571,03

1073,104

715

3

141 =

⋅⋅=

⋅=

−

sAtItrvS 222

45,1100009,0*2

7152*4

2 ===

sAtItrvS 2622

1 091,24105,1884

71534

3 =⋅⋅=⋅= −

sAk

IvypItrv

S 22 674,12816670

15002

71542

43 =

⋅⋅=

⋅⋅=

ω

sAtIvypS 26

223 06,2122

105,1881500233 =

⋅⋅=⋅=

−

sAtIvyp

S 2

62

615,03

1044,144

715

3

444 =

⋅⋅=

⋅=

−

- 40 -


Hlavný tyristor:

A

SSSSSSfpIthef

15,112)615,006,212674,128091,2445,114571,0(*333,33

)433321(* 32

=+++++

=+++++=

Zhasínací tyristor (zhasínacia dióda):

AtIvfpIdzefItzef 08,842

0001885,0*1500*333,3323** 22 ====

Hlavná dióda:

ASfpIdhef 49,59175,106*333,335* ===

Nulová dióda:

AtItrvfpIdoef 69,354029530,0*4

715*333,338*4

*22

===

-výpočet stratových výkonov na jenotlivých polovodičových súčiastkach:

Hlavný tyristor:

Stratový výkon 1 prvku vo vodivom stave:

WIthefrtIthavUtoPcthav 39,1915,112*0001869,046,9*8,1** 22 =+=+=

Stratový výkon reťazca 8 prvkov vo vodivom stave:

WPcthavthavP 18,15539,19*8*88 === Nakoľko zapínacie, blokovacie, vypínacie, záverné straty a straty v ridiacej elektróde

neprekračujú 2 W, zanedbávam ich.

Zhasínací tyristor:


WItzefrtItzavUtoPctzav 68,1108,84*0001869,06*8,1** 22 =+=+=

Stratový výkon reťazca 8 prvkov vo vodivom stave:

WPctzavtzavP 42,9368,11*8*88 === Nakoľko zapínacie, blokovacie, vypínacie, záverné straty a straty v ridiacej elektróde

neprekračujú 2 W, zanedbávam ich.

Nulová dióda:


WIdoefrtItdovUtoPcdoav 52,49269,354*0007536,096,351*8,1** 22 =+=+=

Stratový výkon 1 prvku pri vypínaní:

WUrQppfpWoffdoavfpPoffdoav 575*00002,0*333,33*** ====

- 41 -


Súhrnný stratový výkon reťazca 4 prvkov vo vodivom stave:

WPoofdoavPcdoavdoavPc 09,19905*452,492*4*4*44 =+=+= Hlavná dióda:


WIdhefrtItdhavUtoPcdhav 79,7469,354*0007536,096,351*8,1** 22 =+=+=


WWoffdhavfpPoffdhav 5,2075,0*333,33* === Súhrnný stratový výkon reťazca 8 prvkov vo vodivom stave:

WPoffdhavPcdhavdhavPc 34,6185,2*879,74*8*8*88 =+=+= Zhasínacia dióda:


WIdzefrtItdzavUtoPcdzav 95,908,84*0007536,096,351*13,1** 22 =+=+=


WWoffdzavfpPoffdzav 5,2075,0*333,33* === Súhrnný stratový výkon reťazca 8 prvkov vo vodivom stave:

WPoffdzavPcdzavdzavPc 64,995,2*895,9*8*8*88 =+=+= U použitých diód zapínacie a záverné straty, nedosahujúce 2 W, zanedbávam.

Stratový výkon v 1 impulzovom meniči:

WdzavPcdhavPcdoavPctzavPthavPPimav

58,295664,9934,61809,199042,9308,15588488

=++++==++++=

Súhrnný stratový výkon v 4 impulzových meničoch:

W3.118262956,58*4Pimav*4P4imav ===

Výpočet energetickej účinnosti polovodičových prvkov meniča PULS DELTA:

%04,85%100*9,790646,67238%100* ===

PpPη

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

- 42 -


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 5SNA1200E330100 5SHX19L6010

Záverné napätie 4500 V 3300 V 5500 V

Efektívny prúd 1500 A 1200 A 1800 A

Úbytok v pr.smere 3,7 V/3000 A 3,8 V/1200 A 1,9 V/1800A

Nárast priep.prúdu 500 A/us 3000 A/us 510 A/us

Zapínací náboj 110 uC - -

Vypínací náboj 42000 uC - -

Doba zapnutia 3-10 us 0,4 us 3,5 us

Doba vypnutia 24-26 us 1,07 us 7 us

Zapínacia energia - 1,89 J 1 J

Vypínacia energia - 1,95 J 9 J

- 44 -


Hoci si uvedené porovnanie zďaleka nemôže činiť nárok na vyčerpávajúci

prehľad historického vývoja výkonových prvkov všetkých výrobcov za ostatné dve

desaťročia, (za povšimnutie by určite stáli napr. aj IEGT prvky firmy Toshiba a iné)

mojou snahou bolo aspoň základné zhrnutie koncepcie tyristorových a tranzistorových

štruktúr. Čo sa týka ich ďalších derivátov, výhody či prednosti týchto špecifických

prevedení sú viac – menej iba prejavom marketingových ťahov jednotlivých výrobcov v

rámci konkurenčného boja, čo iba sťažuje ich objektívne porovnávanie.

Z uvedených dôvodov som výber zúžil iba na osvedčené produkty

renomovaných európskych výrobcov. Po dôkladnom prehodnotení parametrov súčiastok

na základe katalógových listov som sa rozhodol pre použitie IGCTyristorov ako

základného stavebnicového prvku rekonštruovanej meničovej výzbroje. IGCTyristor

5SHX19L6010 od firmy ABB ako jediný z porovnávaných prvkov umožňuje reálne

jednoprvkové zapojenie na trolejové napätie 3 kV, čo je oproti nutnej dvojici sériovo

radených IGBTranzistorov podstatná výhoda. IGCTyristor, ktorý uvažujem

prevádzkovať pri frekvenciách do 300 Hz vykazuje celkovo menší stratový výkon ako

IGBTranzistor v rovnakej aplikácii, oproti GTO tyristoru má navyše výhodu v integrácií

podporných a riadiacich obvodov na spoločný modul, čo umožňuje jeho jednoduché a

priame pripojenie na slaboprúdové riadiace obvody. Ako už bolo uvedené v článku 3.6,

IGCT prvok v pastilkovom prevedení je možné na rozdiel od IGBT obojstranne

intenzívne chladiť, preto pri výkonoch odpovedajúcim kotevným meničom sa táto

výhoda citeľne prejaví na rozmerových proporciách meniča. Nevýhodou je však potreba

chladiaceho média s výbornými izolačnými vlastnosťami.

Hoci som v štádiu návrhu ako hlavné kritérium výberu vhodného

polovodičového prvku uvažoval jeho technické vlastnosti s dopadom na prevádzkové

náklady iba na základe katalógových listov, v prípade realizácie by som sa nevyhol

ekonomickej bilancii aj z pohľadu investičných nákladov na rekonštrukciu či otázke

zabezpečenia prevádzkovej spoľahlivosti nového zariadenia. Presné zaobstáravacie

ceny súčiastok a nákupné a garančné podmienky väčšina výrobcov poskytne

potenciálnemu kupcovi až pri záväzne zadanom tendri, pričom ako diplomant som

nebol schopný túto podmienku spĺniť. Orientačné ceny podobných súčiastok sa však

pohybujú v reláciách desiatok tisíc korún.

- 45 -


5.4 URČENIE STRÁT IMPULZOVÝCH MENIČOV KOTIEV S IGCT

PRVKAMI

Jedným z najdôležitejších ukazovateľov opodstatnenosti každej rekonštrukcie

meničovej výzbroje je porovnanie energetických strát v pôvodnom a inovovanom

meniči. Ak zadávateľ špecialne netrvá na inom prioritnom kritériu, v drvivej väčšine

prípadov očakáva od novej koncepcie hlavne nižšiu energetickú náročnosť. V

danom prípade sa dá toto dosiahnuť predovšetkým použitím plne riaditeľných

polovodičových prvkov s integrovaným riadiacim a ochranným modulom zapojených

podľa možnosti v jednoprvkovom zapojení. Splnením uvedených podmienok sa

následne docieli aj zvýšenie spoľahlivosti a zjednodušenie zapojenia predovšetkým

riadiacich obvodov.

5.4.1 Variant pôvodnej koncepcie štyroch meničov s presadeným riadením

V prvom variante som uvažoval výmenu štvorice pôvodných impulzových

meničov PULS DELTA za štyri nové jednoprvkové IGCT meniče osadené

vysokoparametrovými prvkami firmy ABB. Hoci najvyššia trieda záverného napätia

predstavuje 3300 V, rozhodol som sa pre prvky s najväčšou hodnotou priepustného

prúdu až 1800 A, ktoré je pri nižších prevádzkových prúdoch (viď katalógový list,

oblasť SOA) možné zaťažiť záverným napätím až 3600 V, čo je horná hranica

napäťového rozsahu trakčnej sústavy 3 kV jednosmernej. Aj za cenu drahších, prúdovo

predimenzovaných prvkov však možnosť jednoprvkového zapojenia ich technickú

zložitosť, investičnú aj prevádzkovú ekonomickú náročnosť oproti dvojici sériovo

spojených prvkov v konečnom dôsledku zníži.

Variant zapojenia umožňuje pri pôvodných pracovných frekvenciach,

ponechanie pôvodného LC vstupného filtra ako aj vyhladzovacích tlmiviek.

Výpočet som teda pre jednoduché porovnanie realizoval za rovnakých

podmienok, t.j. pre rozsah hodnôt pomerných otvorení 0,0156 až 0,9 s krokom 0,0156,

frekvenciach 33 1/3, 100 a 300 Hz, menovitom napätí a trvalom prúde 715 A.

Uz = 3000 V

a = 0,0156

fp = 33,333Hz

Im = 715 A

- 46 -


safp

ŠI 00047,00156,0*333.331*1

===

Dĺžky intervalov meniča

sTpat µ00047.003.0.015667.0.1 ===

sTpat µ02952,003.0).015667.01().1(2 =−=−=

Určenie stredných a efektívnych hodnôt prúdov prvkami meniča:

CtItrvQ 168025,000047,0*2

7151*2

1 ===

CtItrvQ 5534,1002952.0*2

7152*2

2 ===

Zvlnený Im považujeme za konštantný

Výpočet stredných hodnôt prúdov v prvkoch meniča:

RC-IGC tyristor Ith:

AQTp

Ithav 60067,516802,0.03,011.1

===

Nulová dióda Do:

AQTp

Idoav 78,3515534,10.03,012.1

===

Efektívna hodnota prúdu, potrebná na stanovenie stratového výkonu vznikajúceho

v ohmickom odpore prvku (aj tu považujeme zvlnený prúd motorom za konštantný):


Si1: integrál slúžiaci na výpočet efektív.hodnoty prúdu v 1. intervale meniča.

sAdtiSit

221

0

2 06893.6000047,0.4

7151 === ∫

- 47 -


A 44,980806893,60.03,011.1

=== SiTp

Ithef

Nulová dióda Do:


sAdtiSit

t

222

1

2 8405,377202952.0.4

7152 === ∫

A 354,62858405,3772.03,012.1

=== SiTp

Idoef

Určenie strát v polovodičových prvkoch meniča:

Určujeme pre Th a Do.

Straty do 1,5 kW zanedbávam.

1) zapínacie straty

2) vodivostné straty

3) vypínacie straty

4) blokovacie straty

Výpočet pre RC-IGC tyristor 5SHX 19L6010 ABB


Eonind = 1 J

Ithav = 60067,5 A

Uak = 3000 V

Uakind = 3300 V

Tp = 0,03 s

Stratová práca pri zapínaní:

JUakind

UakEonindWon 909,033003000.1. ===

Stratový výkon pri zapínaní:

WTp

WonPonav 303,3003,0

909,0===

- 48 -



Ithav = 60067,5 A

Ithef = 44,9808 A

Uakt = 2,95 V

rt = 0,9 mΩ

stratový výkon vo vodivom stave:

WIthefrtIthavUaktPcav 3429,189808,44.0009,060067,5.95,2.. 22 =+=+=

stratová energia vo vodivom stave:

JTpPcavWc 55028,003,0.3429,18. ===


Eoffind = 9 J

Ithav = 60067,5 A

Ith = 715/2 A

Ithind = 1800 A

Uak = 3000 V

Uakind = 3300 V

Tp = 0,03 s

Stratová energia pri vypínaní:

JIthind

IthEofindWoff 7875,11800

5,357.9. ===

Stratový výkon pri vypínaní:

WTp

WoffPoffav 5833,5903,0

7875,1===

4) blokovacie straty:

Výrobca udáva iba hodnotu špičkového blokovacieho prúdu Idrm = 50 mA, na základe

tejto medznej hodnoty blokovacie straty zanedbávam.

Celkový stratový výkon RC-IGC tyristora:

WPoffavPcavPonavPthav 2292,1085833,593429,18303,30 =++=++=

Celková stratová energia RC-IGC tyristora:

- 49 -


JWoffWcWonWth 24678,37875,155028.0909,0 =++=++=

Výpočet pre nulovú diódu 5SDF 10H6004 ABB:

Zapínacie a záverné straty sú zanedbateľne malé.

1) Zapínacie straty:

Zanedbávam.

2) vodivostné straty:

Uto = 1,5 V

rT = 0,0006 Ω

Idoav = 351,78 A

Idoef = A 354,6285

Stratový výkon vo vodivom stave:

WIdoefrtIdoavUtoPcdoav 1268,6036285,354.0006,078,351.5,1.. 22 =+=+=


JTpPcavWcdo 0938,1803,0.1268,603. ===

3) Vypínacie straty:

Eoffdoind = 5 J

Idoind = 1000 A

Tp = 0,03 s


JIdoind

IdoEofdoindWoffdo 7875,11000

5,357.5. ===


WTp

WoffPoffav 58,5903,0

7875,1===

4) Záverné straty:

Zanedbám.

- 50 -


Celkový stratový výkon nulovej diódy:

WPoffavPcdoavPdoav 7101,66258,591268,603 =+=+=

Celková stratová energia nulovej diódy:

JWoffdoWcdoWdo 8813,197875,10938,18 =+=+=

Celkové straty na jednom kotevnom impulzovom meniči:

Silovú časť meniča tvorí spätne vodivý IGC tyristor a nulová dióda v jednoprvkových

zapojeniach.

WPdoavPthavP IMAV 9393,7707101,6622292,1081 =+=+=

Celkové straty na štyroch kotevných impulzových meničoch:

WPP IMAVIMAV 7572,30839393,710.4.4 14 ===

5.4.2 Variant skupinovej koncepcie dvoch meničov

Ďalšou z možností zapojenia novej výzbroje je náhrada dvojice paralelne

zapojených meničov napájajúcich kotvy príslušnej motorovej skupiny jediným

skupinovým kotevným meničom. Na rušni sa takto zníži počet meničov kotiev na dva.

Vysokoparametrové IGCT prvky umožňujú aj v tomto prípade jednoprvkové zapojenie,

čo ešte výraznejšie zjednoduší koncepciu silovej aj regulačnej časti meničovej výzbroje.

Pôvodné 90 stupňové presadené riadenie 4 meničov nahradí iba striedavé spínanie

meničov v protifáze 180 stupňov. Táto jednoduchosť však prináša podstatnú nevýhodu;

a síce väčšie zvlnenie prúdu v trakčných motoroch, ako aj striedavej zložky odoberanej

z hlavného filtra. Hoci reálne zvlnenie prúdu v kotvách motorov vozidiel 71E (163) je

výrazne menšie akým je možné trakčný motor AL4542FiR napájať, neuvažujem túto

striedavú zložku zvyšovať, zvlášť po problémoch u TM TE 005 na vozidlách rady 736,

takisto ani upravovať hlavný filter, či vyhladzovaciu indukčnosť.

- 51 -


Výpočet budem preto v rámci objektívneho porovnania variant (t.j. s rovnakými

účinkami na trakčný motor; pri zachovaní pôvodných vyhladzovacích tlmiviek)

uvažovať pre štvornásobky pôvodných pracovných frekvencií, čiže 133 1/3 Hz, 400

a 1200 Hz, pre rozsah hodnôt pomerných otvorení 0,0156 až 0,9 s krokom 0,0156,

menovitom napätí a trvalom prúde 715 A.

Uz = 3000 V

a = 0,01567

fp = 133,333Hz

Im = 715 A

safp

ŠI 0000029,001567,0*333.133

1*1===

Dĺžky intervalov meniča

sTpat µ0001175.00075,0.01567,0.1 ===

sTpat µ0073824.00075.0).01567.01().1(2 =−=−=

Určenie stredných a efektívnych hodnôt prúdov prvkami meniča:

CtItrvQ 084012,00001175,0*7151*1 ===

CtItrvQ 27841,5029765,0*7152*2 ===

Zvlnený Im považujeme za konštantný

Výpočet stredných hodnôt prúdov v prvkoch meniča:


AQTp

Ithav 2016,11084012,0.0075,011.1

===

Nulová dióda Do:

AQTp

Idoav 788,70327841,5.0075,012.1

===

- 52 -


Efektívna hodnota prúdu, potrebná na stanovenie stratového výkonu vznikajúceho

v ohmickom odpore prvku (aj tu považujeme zvlnený prúd motorom za konštantný):



sAdtiSit

221

0

2 06893,600001175.0.7151 === ∫

A 89,4940806893,60.0075,011.1

=== SiTp

Ithef

Nulová dióda Do:


sAdtiSit

t

222

1

2 0674,37740073824,0.7152 === ∫

A 709,372250674,3774.0075,012.1

=== SiTp

Idoef

Určenie strát v polovodičových prvkoch meniča:

Určujeme pre Th a Do.

Straty do 1,5 kW zanedbávam.




4) blokovacie straty

Výpočet pre RC-IGC tyristor 5SHX 19L6010 ABB


Eonind = 1 J

Ithav = 2016,11 A

Uak = 3000 V

- 53 -


Uakind = 3300 V

Tp = 0,0075 s

JUakind

UakEonindWon 909,033003000.1. ===

Stratový výkon pri zapínaní:

WTp

WonPonav 2,1210075,0909,0

===


Ithav = 11,2016 A

Ithef = 89,49408 A

Uakt = 2,95 V

rt = 0,9 mΩ

stratový výkon vo vodivom stave:

WIthefrtIthavUaktPcav 25299,4049408,98.0009,02016,11.95,2.. 22 =+=+=


JTpPcavWc 30189,00075,0.25299,40. ===


Eoffind = 9 J

Ithav = 11,2016A

Ith = 715 A

Ithind = 1800 A

Uak = 3000 V

Uakind = 3300 V

Tp = 0,0075 s


JIthind

IthEofindWoff 575,31800715.9. ===


- 54 -


WTp

WoffPoffav 667,4760075,0575,3

===

6) blokovacie straty:

Výrobca udáva iba hodnotu špičkového blokovacieho prúdu Idrm = 50 mA, na základe

tejto medznej hodnoty blokovacie straty zanedbávam.

Celkový stratový výkon RC-IGC tyristora:

WPoffavPcavPonavPthav 1196,638667,47625299,402,121 =++=++=

Celková stratová energia RC-IGC tyristora:

JWoffWcWonWth 78589,4575,330189,0909,0 =++=++=

Výpočet pre nulovú diódu 5SDF 10H6004 ABB:

Zapínacie a záverné straty sú zanedbateľne malé.

5) Zapínacie straty:

Zanedbávam.

6) vodivostné straty:

Uto = 1,5 V

rT = 0,0006 Ω

Idoav = 703,788 A

Idoef = 709,37225A

Stratový výkon vo vodivom stave:

WIdoefrtIdoavUtoPcdoav 6074,1357709,37225.0006,0788,703.5,1.. 22 =+=+=


JTpPcavWcdo 182,100075,0.6074,1357. ===

7) Vypínacie straty:

Eoffdoind = 5 J

Idoind = 1000 A

- 55 -


Tp = 0,0075 s


JIdoind

IdoEofdoindWoffdo 575,31000715.5. ===


WTp

WoffPoffav 6667.4760075,0575,3

===

8) Záverné straty:

Zanedbám.

Celkový stratový výkon nulovej diódy:

WPoffavPcdoavPdoav 2741,18346667,4766074,1357 =+=+=

Celková stratová energia nulovej diódy:

JWoffdoWcdoWdo 757,13575,3182,10 =+=+=

Celkové straty na jednom kotevnom impulzovom meniči:

Silovú časť meniča tvorí spätne vodivý IGC tyristor a nulová dióda v jednoprvkových

zapojeniach.

WPdoavPthavP IMAV 3937,24722741,18341196,6381 =+=+=

Celkové straty na dvoch kotevných impulzových meničoch:

WPP IMAVIMAV 7874,49443937,2472.2.2 14 ===

- 56 -


6. ZÁVEREČNÉ ZHODNOTENIE

„Peršingy“; takto prezývané rušne typu 71E radu 163 sú v prevádzke už viac ako

dve desaťročia. V období svojho vzniku aj napriek politickej izolácii trhu s výkonovou

elektronikou svojou pokrokovou koncepciou odpovedali vozidlám obdobných

parametrov od svetových renomovaných výrobcov. Už ťažšie ich však bolo porovnávať

v otázke technologického spracovania. Aj po prekonaní takzvaných detských chorôb

v počiatkoch prevádzky sa niektoré poruchové uzly nepodarilo odstrániť dodnes.

V posledných rokoch má naopak poruchovosť a náročnosť na údržbu vzostupný trend,

čo je dôsledkom postupného technického, ale aj morálneho starnutia použitých

elektrických zariadení. Vzhľadom na technický stav, zachovalosť mechanickej časti

rušňa a ekonomickú situáciu prevádzkovateľa ČD či ZSSK sú tieto rušne, z výroby

osadené impulzovou reguláciou, veľmi perspektívne; či už pre ďalšiu prevádzku

v pôvodnej podobe alebo modernizácie malého až stredného rozsahu. Aj keď hlavným

dôvodom uvažovanej rekonštrukcie je nedostupnosť náhradných dielov pôvodnych

meničov ČKD, pri návrhu novej výzbroje som kládol plný dôraz na zlepšenie trakčných

ako aj energetických charakteristík vozidla. V druhej časti práce som sa sústredil na

ekonomickú bilanciu impulzovej regulácie ako takej.

Aj napriek tomu, že regulácia výkonu polovodičovými meničmi je vo

všeobecnosti označovaná ako hospodárna, iba na polovodičových prvkoch meničov

vzniká stratový výkon v rádoch jednotiek až desiatok kilowattov. Prehľad vypočítaných

hodnôt stratových výkonov v najnepriaznivejšom stave pri každej pracovnej frekvenií je

zhrnutý v tabuľke 6.1:

Tabuľka 6.1 Variant Staré zapojenie PULS

DELTA

IGCT menič v pôvodnom

usporiadaní

IGCT menič v skupinovom

usporiadaní

Maximálny stratový

výkon pri frekvencií

12,171 kW – 33 1/3 Hz 3,154 kW - 33 1/3 Hz 5,019 kW - 133 1/3 Hz



16,023 kW - 100 Hz 4,559 kW - 100 Hz 9,541 kW - 400 Hz



32,189 kW - 300 Hz 9,836 kW - 300 Hz 24,242 kW - 1200 Hz


výkon pri frekvencií 24,232kW–100Hz(amax) 6,249kW – 100 Hz(amax) 11,347kW – 400 Hz(amax)

- 57 -


Pre pôvodný impulzový menič kotiev PULS DELTA som vypočítal najväčšie hodnoty

stratových výkonov jednak vďaka použitiu polovodičových prvkov radených do

sériových reťazcov s horšími statickými a dynamickými, avšak hlavnou príčinou

nepriaznivej energetickej bilancie tohoto meniča je použitie L - C zhasínacích obvodov

obsahujúce ďalšie reťazce polovodičových prvkov.

Náhrada výzbroje jednoprvkovými blokmi IGCT v pôvodnej koncepcii podľa prepočtov

priniesla očakávané zníženie strát 3 až 4 krát, v reále ešte viac, nakoľko do strát v

pôvodnej výzbroji som nezahrnul činné straty na odpore vinutí komutačných cievok, či

vplyv stratového činiteľa komutačných kondenzátorov.

Pre variant so skupinovým zapojením IGCT meničov sa stratový výkon vďaka zvýšeniu

spínacích frekvencií na štvornásobok, oproti prvému variantu IGCT meniča, s dopadom

na úmerné zvýšenie zapínacích a vypínacích strát. Aj napriek tomu však súhrnné straty

tohto zapojenia boli výrazne nižšie, ako straty v pôvodnom meniči PULS DELTA.

Vo všetkých prípadoch bolo parametrom stratového výkonu okrem frekvencie aj

pomerné otvorenie, čo je v miernom rozpore s literatúrou [4] . Po spätnej analýze

zisteného stavu usudzujem, že pod zvýšenie stratového výkonu meniča úmerne

frekvencii sa podpísal hlavne väčší diferenciálny odpor a prahové napätie tyristora

oproti nulovej dióde. Nakoľko vodivostné straty závisia od strednej a efektívnej

hodnoty prúdu prvkom: 2

)( .. EFTAVTOAKTCAV IrIUP += a tento prúd sa prerozdeľuje v

závislosti na pomernom otvorení meniča medzi tyristor a nulovú diódu, úmerne s

narastajúcim pomerným otvorením sa zvyšujú na úkor nulovej diódy vodivostné straty

tyristora, ktorý mal vo všetkých troch prípadoch horšie statické parametre ako

spomínaná nulová dióda.

Vzhľadom na to, že z dôvodu použitia pôvodných komponentov silovej výzbroje,

vrátane trakčných motorov, som neuvažoval zvýšenie výkonu vozidla, prvky novej

výzbroje som dimenzoval prakticky na hodnoty výkonu (napätí, prúdov a pomerného

otvorenia) podľa parametrov pôvodnej výzbroje. Tyristor 5SHX 19L6010 firmy ABB

dimenzovaný na efektívnu hodnotu priepustného prúdu 1800 A umožňuje na základe

oblasti SOA pri prúde 1300 A zaťaženie 3600 V napätím, čo umožňuje jeho reálne

jednoprvkové zapojenie na trakčné napätie 3 kV. Takto navrhnutý menič s rezervou

vyhovuje krátkodobému prúdu 1 motorovej skupiny 1100 A v skupinovom zapojení.

V pôvodnom (4-meničovom) zapojení s polovičnými prúdmi oproti skupinovému som

sa rozhodol pre rovnaké IGCT prvky, jednak z dôvodu vyššej spoľahlivosti pri

nepredpokladaných prúdových špičkách a rovnako z dôvodu 100 % zálohovateľnosti

- 58 -


tak, aby pri poruche niektorej fázy dokázal jediný menič (za podmienky výmeny

vyhladzovacích tlmiviek) napájať celú motorovú skupinu. Z uvedených dôvodov

odporúčam práve variant pôvodnej koncepcie 4 meničov aj napriek vyšším investičným

nákladom a priestorovým nárokom (použitím 4 meničov namiesto 2). Veľkosť

jednoprvkového meniča bude reálne závisieť predovšetkým od systému chladenia; ja

odporúčam z požiarno-bezpečnostných dôvodov, ako aj z dôvodu vysokej koncentrácie

stratového výkonu chladenie vodné, čo umožní vrátane chladiča vody a prívodných

vzduchovodov zhruba 50 % úsporu priestoru oproti pôvodnemu meniču PULS DELTA.

Hoci som sa v diplomovej práci zaoberal rekonštrukciou jednosmerných zariadení rýdzo

jednosmerného rušňa, všetky návrhy meničových zariadení okrem rekuperačného

brzdenia som uvažoval ako plnohodnotne využiteľné aj v prípade vozidla

dvojsystémového typu 69E (362,363), či pri prestavbe jednosmerného stroja 71E na

vozidlo dvojsystémové.

- 59 -


7. POUŽITÁ LITERATÚRA

[1] SOLÍK, I., RÁČEK, V., Výkonové polovodičové systémy. Bratislava: Grex, 1993. 395 s., ISBN 80-967066-0-8.

[2] DANZER, J. Elektrická Trakce 3. Plynulá regulace cize buzeného motoru, 2006 [3] DANZER, J. Elektrická Trakce 7. Adheze, 2006 [4] DRÁBEK, J. Ztráty v pulsních měničích el.lokomotiv a charkteristiky lokomotiv s pulsní

regulací, Elektrotechnický obzor 8/1979 [5] JANSA, F.: Vozidlá elektrické trakce, NADAS Praha, 1987 [6] NOVÁK, J. Moderní výkonové polovodičové prvky a jejích aplikační možnosti, Elektro

6/2003 [7] STEIMER, P. K., GRUNING, H., WERNINGER, J. The IGCT- The key technology for low

lost, high reliable high power converters with series connected turn-off devices. Conference proceedings, 8-10 September 1997

[8] Firemná literátúra ŠKODA: Popis silové části pulsních měniču „A“ Návod na obsluhu a údržbu pulsních měniču „A“ Výkresova příloha ČKD –„A“ 98E1 Popis el. stroju elektrické stejnosměrné lokomotívy ř.162 Popis el. přístroju“A“ elektrické stejnosměrné lokomotívy ř.162 Popis regulační části pulsních měniču elektrické stejnosměrné Lokomotívy ř. 162 Sada montážních schemat 98E1 [9] SLÁVIK, A. Náhrada výkonových prvkov primárneho impulzového meniča v Unipulse na

rušňoch série 363. Žilina: Diplomová práca, KVES – EF 2003 [10] E499.3, LD Česká Tŕebová (pomôcka pre rušňovodičov), Schémy elektrických obvodov

71E2, 71E3, LD Česká Tŕebová [11] Funkčný popis elektrických obvodov dvojprúdovej lokomotívy 69E1,69E2 (pomôcka pre

rušňovodičov) [12] www.abb.com [13] www.mitsubishichips.com Všetky obrázky, schémy, tabuľky a grafy použité v tejto diplomovej práci sú vlastného spracovania.

- 60 -

Documents

DIPLOMOVÁ PRÁCAdiplom.utc.sk/wan/1397.pdf · 2007-11-09 · DIPLOMOVÁ PRÁCA Priezvisko a meno: Tomáš Chovanec Rok: 2007 Názov diplomovej práce: Rekonštrukcia meničovej výzbroje