автореферат диссертации по транспорту, 05.22.09, диссертация на тему:Разработка и исследование основных узлов сверхбыстродействующего гибридного выключателя постоянного тока

МИНИСТЕРСТВО ПУТЕЙ СООБЩЕНИЯ РФ

МОСКОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ПУТЕЙ СООБЩЕНИЯ (МИИТ)

РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ОСНОВНЫХ УЗЛОВ СВЕРХБЫСТРОДЕЙСТВУЮЩЕГО ГИБРИДНОГО

ВЫКЛЮЧАТЕЛЯ ПОСТОЯННОГО ТОКА

05.22.09 - Электрификация железнодорожного транспорта

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученной степени кандидата технических наук

На правах рукописи

УДК 621.316.54

НГУЕН Суан Хоанг Вьег

Москва - 1996

Работа выполнена в Московском государственном университете путей сообщений (МИИТе)

Научный руководитель: академик Академии Транспорта РФ,

доктор технических наук, профессор ПУПЫНИН В.Н.

Официальные оппоненты: академик Академии транспорта РФ,

доктор технических наук, профессор БУРКОВ А.Т.

кандидат технических наук . ВЕКСЛЕР М.И.

Ведущее предприятие: ВНИИЖТ (г. Мое ква).

Защита диссертации состоится 7^-^1996 г. в часов

на заседании диссертационного совета Д 114.05.07 в Московском государственном университете путей сообщения (МИИТ) по адресу: 101475, ГСП, г. Москва, А-55, ул. Образцова, 15, ауд 2310.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МИИТа.

Автореферат разослан 1996 г.

Отзывы на автореферат, заверенные печатью, просим направлять по адресу совета института.

Ученый секретарь диссертационного совета, профессор

Ьшё власов сп-

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Эффективная работа устройств тягового электроснабжения, особенно на постоянном-токе. 3,3 ¡:В, невозможна

без надежной быстродействующей системы защиты от токов короткого----------

замыкания.

В настоящее время наибольшее распространение а мире получили электромагнитные дуговые вьпслючатели постоянного тока, основным недостатке:.: которых является наличие дуги, недостато» -юо быстродействие и ограк.гюнный рггурс. Недостаточное быстродействие не особенно заметно при существующих схема.:: "-■"„о,,.: о

шестипульсовыми выпрямителями и реакторами сглаживающих устройств суммарной индуктивностью 6-12 мГн, замедляющими скорость нарастания токов близких коротких замыканий. Однако, недостаточное быстродействие может явиться тормозом при создании современных тяговых подстанций с двенадцати и двадцатичетырехпульсовыми выпрямителями, при которых достаточно иметь облегченные и экономичные сглаживающие устройства с индуктивностлми 1,5-3 мГн. Ограничения отключаемых токов близких кл в этом случае возможно достичь только при большом быстродействии выключателя и при дополнительном условии, что характеристика выключателя близка к идеальной.

Недостаточный ресурс выключателя существенно удорожает и затрудняет эксплуатацию, требует частых осмотров и смены камер выключателей.

Наиболее близко к конструкции идеального по характеристикам отключения дугового выключателя подошли разработчики АО "Урал-электротяжмаш" при создании серии выключателей типа ВАТ с камерами на базе деионных решеток (выключатели автоматические токоо-граничивающие), в которых собственное время выключателей сведено примерно до 2-3 мс, а время подъема дуги до максимального значения

напряжения составляет не более 3-4 мс. Еще более близкими к идеальным характеристикам отключения обладают тиристорные выключатели, однако они дороги и экономически невыгодны в эксплу '.тации при больших токах и напряжениях, так как в вентилях их, схемы при работе теряется большое количество энергии. Паллиативным решением является использование гибридных выключателей.

Цель работы. Целью диссертационной работы являются разработка и исследование основных узлов сверхбыстродействующего гибридного выключателя с собственным временем отключения порядка 1 мс и практически мгновенным подъемом напряжения на контактах выключателя.

Методика исследования. Решение поставленных задач осуществлялось на основе теоретического и экспериментального исследования работы узлов создаваемого СВ.

При расчете процесса отключения сверхбыстродействующим выключателем токов короткого замыкания использовались: метод математического моделирования, методы эквивалентных преобразований электрических схем, метод Рунге-Кутта четвертого порядка для решения систем дифференциальных уравнений. Расчеты проводились на ПЭВМ по программам, написанным на языке Турбо-Паскаль.

Научная попизпа диссертации определяется тем, что развивает теорию и практику процессов бездугового отключения больших постоянных токов в цепях с индуктивностью высокого напряжения (токов свыше 4000 А при напряжении 4000 Б).

Практическая ценность. Созданная методика расчета сверхбыстродействующего гибридного выключателя может быть использована при его проектировании.

Применение предлагаемого выключателя позволит за счет малого собственного времени отключения и практически мгновенного подъема напряжения на контактах выключателя добиться существенного эф-

фекта ограничения отключаемого тока короткого замыкания, повысить надежность работы системы электроснабжения при практически бесконечном ресурсе выключателя. :

Публикации, По материалам диссертации опубликованы две научные статьи (одна из них в соавторстве), одна статья находится в печати.

Структура и объем паботгл. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения и списка литературы. Работа изложена на 165 страницах машшюлиспсгс текста,. ;хлл;остр::рсЕа::- 55 О

таблицами. Список литературы, имеет 35 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе (введение^ показана актуальность темы диссертации, сформулированы цель и задачи работы, основные положения, выносимые на защиту, а также научное и практическое значение решаемой в диссертации проблемы.

й<!_п?02ой_глапе диссертации проведен анализ современного состояния железнодорожного транспорта Вьетнама, показано место железных дорог в единой транспортной системе страны, проведена оценка их материально-технической базы, которая находится на низком уровне, не удовлетворяющим требованиям народного хозяйства по качественным перевозкам грузов и пассажиров.

Отмечено, что железные дороги Вьетнама являются, в основном, однопутными и узкоколейными (1000 мм). Ширококолейные линии составляют всего 7 % от общей длины сети (2504 км). Все пути являются звеньевыми с рельсами типа Р-43, длиной 12,5 м, на 66,6 % путей уложены деревянные шпалы, на остальных старые металлические и железобетонные. В основном уклоны на дорогах составляют менее 10 %о, но есть участки с уклонами 18-20 %о- Кривые на главных направлениях имеют радиус более 300 м, но есть участки (например Винь-Сайгон)

с кривыми меньшего радиуса. На сети ж.Д. много мостов (с суммарной длиной 42136 м) и тоннелей (с суммарной длиной 10760 м) движение по которым разрешается с ограниченной скоростью.

Дороги насчитывают около 230 остановочных пунктов с длиной станционных путей 300-500 метров. Основной тип локомотива - тепловоз, хотя на второстепенных малозагруженных линиях кое-где еще эксплуатируются паровозы (около 12 %), парк которых год от года сокращается.

Из всего сказанного делается вывод о том, что ж.д. Вьетнама настоятельно требуют коренной реконструкции и что при реконструкции наиболее загруженные из них (например Сайгон-Вунгтау на Юге, Ха-ной-Хайфонь на Севере Вьетнама) с большой вероятностью будут электрифицированы, тем более, что этому способствуют и некоторые объективные факторы, перечисленные в работе. Главные из них следующие:

Установленная мощность энергосистемы Вьетнама, особенно после сооружения высоковольтной линии передачи Север-Юг, велика по сравнению с суммарной мощностью всех потребителей электроэнергии и это положение, очевидно, сохранится на ближайшие десятилетия. В связи с этим можно считать, что введение электрической тяги на железных дорогах Вьетнама не потребует никаких дополнительных капиталовложений в усиление источников энергии (гидро и теплостанций) и предприятий угольной промышленности.

С другой стороны усиление провозной способности железных дор^. путем дальнейшего внедрения тепловозной тяги потребует соответствующего увеличения капитальных вложений в нефтедобывающую промышленность, что явно экономически нецелесообразно, учитывая большие неиспользованные резервы в энергосистеме Вьетнама и сравнительно большую стоимость нефти, используемой для получения дизельного топлива.

Энергоснабжение нетяговых транспортных и районных потребителей в зоне железной дороги, в настоящее время осуществляемое от

мелких местны" электростанций, и по этой причине ягшо неэкономич-- ---------

ное, должно быть в ближайшее время осуществлено от специальных высоковольтных линий электропередачи, выполняемых с заходом на понизительные подстанции 110/35 кВ или 110/10 кВ, от которых уже и будет обеспечиваться питание указанных нетягопых транспортных и районных потребителей. Ясно, что совмещение строительства таких подстанций с тягобыыи ¿-^цпл;.::: ;ущ??тг"тт'тл у*.*»уьр?ч«?т долю

затрат на питание нетяговых транспортных и районных потребителей, а за счет более развитой инфраструктуры тяг .зых подстанций, сделает такое питание более надежным.

Приводятся соображения о предпочтительности электрификации ж.д. Вьетнама на постоянном токе 3,3 кВ, в том числе и учитывая трудности на пути создания электровоза переменного тока для превалирующей во Вьетнаме узкой колеи (1000 мм). Узкоколейный электровоз постоянного тока па 1,5 пли 3 кВ получается более легким, менее критичен по изоляционным промежуткам, что весьма существенно для климатических условий Вьетнама. Опыт эксплуатации электровозов постоянного тока колеи 1067 мм при напрялсении 1,5 кВ на жд. Японии, 3 кВ на жд. ЮАР и на линии Боржоми-Вале Закавказской ж.д. бывшего СССР показал их высокую эффективность при тяге грузовых и пассажирских поездов со скоростями до 140 км/час.

Здесь же во второй главе отмечается ответственная роль фидерных выключателей постоянного тока, приводятся соображения о преимуществах гибридных выключателей перед дуговыми, электромагнитными, работа которых в условиях влажного и жаркого климата Вьетнама будет несомненно затруднена.

Формулируется цель работы - исследовать возможность выполнения фидерного выключателя постоянного тока 3,3 кВ по схеме гибрид-

ного выключателя, разработанного фирмой "АСЕС TRANSPORT" для метрополитена.

Во третьей главе диссертации рассмотрен принцип действия исследуемого выключателя, дано математическое описание процессов отключения СВ тока кз. в тяговой сети, решены вопросы, связанные с выбором пар ¿метров и расчетами основных узлов СВ (индуктивности системы катушка-диск индукционно-динамического привода и емкости коммутирующего конденсатора), даны рекомендации по выбору типа варистора и схемы ключа для коммутирующей цепи. Особо рассмотрены вопросы синхронизации времени протекания тока в коммутирующей цепи' и момента размыкания силовых контактов.

Принцип действия исследуемого СВ рассматривазтся по рис. 1, где показаны принципиальные схемы собственно выключателя (внутри, зажимов 1, 2 и 3), внешней сети и тяговой подстанции (слева от зажимов 1, 3), тяговой сети (справа от зажимов 2, 3). На схеме обозначено:

KB - силовой механический контакт выключателя;

Др Д2 - шунтирующие диоды;

Klf К2 - быстродействующие ключи;

i

С и LK - конденсатор и индуктивн сть коммутирующей цепи;

Ucq - начальное напряжение на конденсаторе;

В - нелинейное сопротивление (варистор);

Дп и Rn' Диод и активное сопротивление разрядного

г г

устройства;

УЗ - устройство защиты;

Un - напряжение холостого хода тяговой подстанции постоянного тока;

Rn и Lj - активное сопротивление и индуктивность тяговой подстанции;

RKC и LK с - активное сопротивление и индуктивность

контактной сети;

Й и Ь - активное сопротивление и индуктивность рельсовой сети;

М^с_р0- взаимная индуктивность между контактной и

рельсовой сетями; Ьр- индуктивность реакторов сглаживающего устройства

тяговой подстанции; К - место к.з в тяговой сети;

Рис. 1.

'п' 'к. ви1т с" токи соответственно фидера до выключателя, через

контакт выключателя и в тяговой сети; *д1' *д2 " токи' пР0тека'0Щие через диоды 1 и 2;

¡к- ток в коммутирующей цепи;

¡р и ¡в - токи соответственно через разрядное устройство и варистор.

ю

В рассматриваемом СВ питание тяговой сети 3,3 кВ осуществляется через обычный механический контакт 'КВ), однако подключенная параллельно контактам часть схемы выключателя обеспечивает при размыкании контактов под током быстрый бездуговой перевод тока из контактов в узел коммутации (Д^Дг.С.Ьк.К^Кг), где осуществляется начальный процесс гашения тока, после чего, на завершающем этапе, энергия, запасенная в индуктивностях цепи (Ьп, Ьр и ЬТС = ЬКС +Ьрс-2Мкс_рс) рассеивается в акти лых сопротивлениях тяговой сети (Ктс = Кк.с + Крс), разрядного устройства (Лр) и в блоке ва-ристоров (В).

В исходном состоянии схемы и при наличии короткого замыкания в тяговой сети напряжение и„ прикладывается к контактам КВ, диоду Дь ключам К[ и К2 и блоку варисторов, однако тока в цепи практически нет, так как все перечисленные элементы при напряжении источника ип обладают очень большим сопротивлением.

• Включение выключателя осуществляется замыканием контакта КВ. Если в тяговой сети есть короткое замыкание, то вследствие этого по цепи Еп -Ьп -КВ- УЗ-Г1КС -Ьк^-К-Ьрс-Ирс -Ьр - ип под действием напряжения источника ип начинает протекать нарастающий по времени ток короткого замыкания. При достижении током значения уставки устройства защиты УЗ последнее срабатывает и определив направление тока к.з. (слева направо) подает сигнал на включение ключа К^

Замыкание ключа К! создает несколько возможных це^ей периодического разряда предварительного заряженного конденсатора С. Это цепочки: через диод Д: (ис0 - Д!-К!-Ьк), через диод Д2 и КВ (ис0-Д2-КВ-К!-Ьк) а также диод Д2, тяговую сеть и подстанцию, параллельно КВ (ис0- Д2- УЗ- 11к.с- Ькс- К- Ьрс- Ьр- Ц, - 11п- Ь„-К!-Ьк). Суммарное значение индуктивности тяговой сети и подстанции (Ьтс + Ьр + Ьп) при кз. в любой точке сети всегда много больше

и

значения индуктивности коммутирующей цепи , поэтому на первом этапе процесса отключения выключателя составляющей тока разряда

через тяговую ^еть и подстанцию можно пренебречь и считать, что конденсатор разряжается только по указанным первым двум цепочкам. Если диоды Д1 и Д2 подобрать таким образом, чтобы разность падений напряжений на них от протекающих по ним токов ¿д1 и ¡д2 (рис, 2) не превышала значений, при котором возможно образование и горение дуги (з статике лид ¿8 В) и если разомкнуть контакты КВ в момент V когда сутгарпсе згачетгз тогссг J ^ ~ Ъг.жп тсгга роткого замыкания в тяговой сети 1ТС, то можно обеспечить быстрый (в течение нескольких десятков микросекунд) бездуговой перевод тока из контактов КВ в цепь диодов ДЬД2 в период между ^ и Ь2,

Начиная с момента ток протекает только по цепи диодов, причем, через диод Д! этот ток равен 1Д1 = 1К-1П, а через диод Д2 1Д2 = 1п-Следует заметить, что несмотря на существование параллельной цепочки из Кь Ък и С, в переходный период ток ¡п замыкается через диод Д1( так как путь через параллельную цепочку имеет существенно ' большее сопротивление изменяющемуся току из-за наличия в ней индуктивности Ь . В момент 13 значение тока через диод ^ становится равным нулю, поэтому при характер тока через конденсатор рез-

ко меняется, изменение тока становится замедленным, так как теперь оно соответствует периоду колебаний меньшей частоты, вследствие увеличения значения индуктивности цепи. Чтобы не допустить повышение напряжения на конденсаторе (или почти то же, на контактах выключателя КВ) сверх допустимого по ГОСТ-2585-81 (И^ ¿Зип), необходимо предотвратить протекание тока через конденсатор ранее, чем это условие выполнится. С этой целью в схеме выключателя предусмотрено разрядное устройство, состоящее из йр и Др и блок варисто-ров В.

Рис. 2.

Параметры последнего (напряжение выхода варистора на лавину) выбирается обычно таким, что сначала, в момент 1;4 открывается диод разрядного устройства, и образуется короткозамкнутая цепь для тяговой сети, в которой роль источников напряжения выполняют индуктивности Ьтс и Ьр-, поэтому цепь тока тяговой сети ¡тс замкнется через разрядное устройство и энергия, запасенная в индуктивностях будет рассеиваться в активных сопротивлениях тяговой сети и разрядного

устройства. Однако в этот же момент через диода Др в непроводящем направлении замкнется и цепь тока от источника ип (через ип - В.-, -Ьп-К; -Ь.. -С-Д2 - Др -Ир). Это возможно," так" как" в" "любой "мо-~ мент времени значение тока ¡п от источника меньше, чем тока ¡тс в тяговой сети.

Ток ¡к продолжает поднимать напряжение на конденсаторе С до тех пор, пока в момент его величина, минус падение напряжения на индуктивности Ь , не станет равной напряжению выхода на лавину зар«сторон В. Как только в момент Ц это произошло дальнейший рост напряжения на конденсаторе прекращается, энергия, запасенная з индуктивности тяговой подстанции Ъп начинает рассеиваться в блоке варисторов, а в момент 1:7 ток через все цепи выключателя прекратится. Конденсатор окажется заряженным до напряжения ис(Ц)>ип. Выключатель окажется полностью отключенным от тяговой сети, хотя з самой тяговой сети еще некоторое время будет протекать ток, замыкающийся через диод разрядного устройства. Это будет продолжается до тех пор, пока в сопротивлениях Кр и Р1тс не рассеется вся энс-ргяя, запасенная в индуктивностях тяговой сети Ьтс и реактора Ьр.

Рассмотренная выше картина токов и напряжений в цепи и схеме выключателя на всех этапах отключения (1-УШ, см. рис. 2) описывается соответствующими системами дифференциальных уравнений, решение которых производится на ПЭВМ.

Например для шестого этапа, начинающегося в момент когда варистор выходит на лавину и шунтирует коммутирующую цепь, и заканчивающегося в момент 16, когда ток в коммутирующей цепи становится равным нулю, решается следующая система уравнений:

»п = 1в + 1к

'п

Решается это система уравнений с начальными условиями:

»п = 1П(Ч);1К = *к(*5);1р = ¡рОг)

ие=£Ляс11 =ис(15);1в=0, '

(2)

(3)

Причем в этом случае варистор замещается цепочкой из последовательно соединенных идеального вентиля, источника эдс величиной и^ и резистор с сопротивлением Нв.

Как следует из приведенного описания работы СВ непременным условием отключения им тока является обязательная синхронизация времени протекания тока в коммутирующей цепи и момента размыкания силовых контактов.

С этой целью в работе проанализированы две принципиальные схемы синхронизации - двух- и одноконтурная - и показаны преимущества последней, в которой роль индуктивности коммутирующей цепи Ьк (см. рис. 1) играет эквивалентная индуктивность системы катушка-диск ИДП, и в которой легко достигается самосинхронизации, т.е. автоматического смещения момента размыкания силовых контактов СВ в область максимальных значений тока коммутирующей цепи при снижении начального напряжения на ее конденсаторе. Разработана методика расчета начального значения зазора 8 (см. рис. 5), определяющего свободный ход диска ИДП до момента сцепления его с подвижным силовым контактом СВ и реализующего максимальный эффект самосинхронизации.

-—Третья глава завершается изложением инженерной методики выбора значений параметров и типов основных элементов электрической схемы СВ по согласованным с заказчиком исходным данным: - _

- номинальному току выключателя ¡пном;

- максимальному значению напряжения тока уставки ¡у - 1п.мах;

- максимальному значению напряжения на шинах тяговой под-стпнпии ип мах;

- магеямалыюку значению напряжения на контактах выключателя в процессе отключения им тока короткого зашгяяия

В четвертой главе диссертации показана физическая сущность

\

процесса бездуговой сверхбыстродействующей коммутации - бездугового перевода тока - из силовых контактов в блок коммутации и сформулированы условия, при которых такой перевод тока возможен.

Проведено теоретическое исследование процесса сверхбыстродействующего перевода тока из силовых контактов СВ в цепочку встреч-ко-включенных диодов Д; и Д2, являющихся частью блока коммутации. В качестве расчетной принята схема замещения, показанная на рис. 3

-й

Рис. 3.

где: Ьь И! и Ь2, йг - индуктивность и активное сопротивление полуветвей соответственно контактов КВ и шу1. ирующих диодов Дц и Д2; М - взаимная индуктивность между полуветвями контактов КВ и диодов и Д2; '

" сопротивление межконтактного промежутка КВ в процессе отключения, как функция времени; ито, Лд - соответственно напряжение отсечки и динамическое сопротивление диодов Д[ и Д2 (параметры диодов Д! и Д2 одинаковы); п - количество вентилей в цепи, образующей "диоды" Д[ и Д2. Процесс перевода тока описывается следующими уравнениями

(28. + 2К! )1к2 + 11к«1к2 + (21^ + 2Ь2 -4М)^- -Шк » 0; (4)

(2В + 2К! )1п1 + Кк«1п1 + (2Ь, + 2Ь2 - 4М)^- - 21«! = 0. (5)

Эти уравнения решаются с следующими начальными условиями:

Н 2Й

*к2{0)=1к ж7ж7:'п1(0)=11 Ш+2КГ

Решая уравнения (4) и (5) найдем а также

Кроме того вычисление интеграла

о

позволяет оценить количество энергии, выделяющейся в межконтактном промежутке в процессе перевода тока.

Необходимые для анализа расчеты выполнены с использованием ПЭВМ. В результате анализа установлено, что обеспечить выполнение известного критерия бездугового перевода, а именно величину напря-

жения в межконтактном промежутке менее 8 В (при медных силовых контактах СВ), удается лишь при относительно медленном процессе увеличения сопротивления межконтактного промежутка" (рис. 4,а). При быстром же увеличении этого сопротивления напряжение в межкопта ктном промежутке может в короткие отрезки времени превышать значения известного критерия в десятки раз (рис. 4,6). В связи с этим высказывается мнение, что практически осуществляемая бездуговая коммутация в этих случаях объясняется, очевидно, не величиной напряжения в межконтактном промежутке, а величиной энергии, выделяемой в промежутке в процессе перевода тока. Указанная же энергия при заданном переводимом токе - отключаемом токе фидера - имеет тенденцию к стабилизации на некотором уровне при увеличении коэффициента, характеризующего интенсивность увеличения сопротивления межконтактного промежутка по времени вне зависимости от характера изменения этого сопротивления.

О Ю О Ю икс

о О « -I

о сз о о

Рис. 4.

Показано, что наиболее тяжело бездуговой процесс перевода тока происходит при значении переводимого тока близкому к нулю. Для облегчения процесса перевода малых токов рекомендовано при отключении тока фидера меньше некоторой критической величины подключать сразу обе ветви коммутирующей цепи (включать сразу ключи К! и К2, см. принципиальную схему СВ на рис. 1). Предложены также другие пути повышения вероятности надежного перевода тока из силовых контактов СВ в цепочку диодов Д; и Д2, а значит, отключения СВ тока цепи, в частности, увеличение числа параллельно соединенных вентилей, образующих диоды Д: и Дг и а также увеличение числа межконтактных промежутков в силовой цепи СВ.

В пятой главе диссертации на основании физического рассмотрения известного принципа действия индукционно-динамического привода (ИДП) сформулированы основные зависимости и выведена формула, определяющая величину силы отталкивания Г диска известных га-

ла, определяющая величину силы отталкивания Р диска известных га-баритохГУг ?,тассы от-катушки ИДП, как половины произведения квадрата тока в катушке 1 на производную по ходу диска >Гот гжвзталент--ной индуктивности системы "катушка-диск"

Г 1:2 ¿МХ) х ~'2 ёх

(6)

С использованием полученной формулы для силы отталкивания -ума от катушки ИДП составлена система дифференциальных уравнений, определяющая электромеханический п;—ц^гс работы ИДП и контактной.системы СВ (рис. 5) для случая, когда катушка ИДП играет одновременно роль индуктивности коммутирующей цепи СВ

<12х вх _ _, \2 с1Ьэ(х)

где , "Ь, - паразитные активное сопротивление и индуктивность тскопроводов и конденсаторной батлреи; Ь3(:с) - эквиваленшыс ажпятое сопротивлении* и индуктивность системы катушка-диск; С - емкость конденсатора коммутирующей цепи.

гп

/

1' ,и 3-,

щшуха^.

хпТ

Я

^п+^трг

Рис. 5.

Уравнения решаются при Начальных условиях:

;где Uc0 - начальное напряжение заряда конденсатора С,

dx

х = -г- = 0 если F(x,t) < Fc.

■С целью проверки адекватности математического описания, даваемого системой дифференциальных уравнений электромеханического процесса работы ИДП и контактной системы СВ, были произведены расчеты с помощью ПЭВМ для макета ИДП и контактной системы, выполненных па базе привода к выключателю ВАТ-42 и произведены натурные замеры величин тока в катушке ИДП и хода диска ИДП по времени. Сопоставление расчетных и экспериментальных зависимостей ¡{Г) (рис. 6) и х(0 (рис. 7} позволило установить, что полученная система дифференциальных уравнений достаточно точно отражает процесс работы макета ИДП и контактной системы. Это дает возможность рекомендовать указанную систему уравнений для практических расчетов при конструировании СВ. Программа расчета для ПЭВМ приводится в приложении к диссертации.

i, кА

I

1,5

1

0,5

О

мс

Рис. 6.

мкс

7000

anon -■

6000 -•

1000 -■

6000

4000 --

2000 -■

X, мм

о

0 2 4 6 8 10 12 14 16 19 20

Рис 7

С цслыо лучшего использования энергии конденсатора коммутирующей цепи рассмотрены варианты включения ИДИ в коммутирующей цепи о шунтирующим диодом, подключаемым параллельно ключу цепи (тиристору, вакуумному разряднику) и параллельно катушке ИДИ. Показано, что с точки зрения использования энергии конденсатора коммутирующей цепи обе схемы практически эквивалентны.

В£ диссертации проводилось технико-экономическое сравнение схем перспективных выключателей постоянного тока на 4

По результатам примерного определения ссбсстоимостей и стоимостей годовых потерь энергии в силовой цепи тиристорного, вакуумного и предлагаемого сверхбыстродействующего гибридного выключателей видно, что более экономичным является предлагаемый сверхбыстродействующий гибридный выключатель.

кВ, 4 кА.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Математическое исследование известного способа перевода тока из силовых контактов в цепочку встречно-включенных и открытых током коммутирующей цепи диодов, показывает, что в процессе перевода удержать напряжение в межконтактном промежутке на уровне, определяемом известным критерием бездугового перевода (8 В при медных контактах) практически невозможно. В процессе переводе тока при интенсивном возрастании сопротивления напряжение на промежутке может на короткое время в десятки раз превышать напряжение критерия бездугового перевода тока.

2. Однако практическое воплощение этого способа перевода тока, реализованное фирмой "АСЕС TRANSPORT" в конструкции фидерно-г го выключателя для метрополитена, позволяет усомниться в справедливости известного критерия. По нашему мнению, подтверждаемому результатами математического исследования, возможность бездугового перевода тока определяется не напряжением, а величиной энергии, выделяемой в межконтактном промежутке. Для определения граничного значения энергии, при превышении которого бездуговой перевод невозможен, необходимо провести соответствующие фундаментальные исследования.

Известный же критерий по напряжению, как нам представляется, должен обеспечиваться лишь на последнем, относительно длительном этапе перевода тока, как дополнительная гарантия невозможности возникновения дуги в межконтактном промежутке.

3. Так как сам процесс перевода тока определяется лишь величинами переводимого тока и тока коммутации, возможность использования указанного способа перевода тока для создания сверхбыстродействующего выключателя на напряжение 4 кВ определяется, возможностью разведения контактов выключателя на расстояние, превышающее

23 V

необходимое по условиям восстанавливающегося напряжения на контактах выключателя.

Возможность такого сверхбыстродействующего разведения контактов с помощью индукционно-динамического привода подтверждена теоретически и экспериментально.

4. Разработанная автором диссертации методика расчета элементов основных узлов бездугового сверхбыстродействующего гибридного выключателя позволяет приступить к конструированию реального выключателя постоянного тока на 4 кВ, 4 кА.

5. Для практического воплощения рекомендуется схема сверхбыстродействующего выключателя с одноконтурной схемой синхронизации времени протекания тока в коммутирующей цепи и момента размыкания силовых контактов, реализуемая при использовании катушки ин-дукционно-динамического привода одновременно в качестве индуктивности коммутирующей цепи. При этом режим работы коммутирующей цепи должен зависеть от величины отключаемого тока и при значении тока ниже некоторого критического должны включаться оба ключа (тиристоры или вакуумные разрядники) коммутирующей цепи.

Е качестве наиболее дешевого и простого способа повышения надежности СВ рекомендуется дооснастить привод обычным электромагнитным механизмом удержания и разместить над силовыми контактами облегченную дугогасительную камеру, рассчитанную на ограниченный ресурс.

6. Предлагаемый сверхбыстродействующий гибридный выключатель на 4 кВ, 4 кА по своим технико-экономическим показателям превосходит другие перспективные выключатели - тиристорный и вакуумный.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Пупынин В.Н., Вьет Н.С.Х. К вопросу о бездуговой коммутации в контактно-вентильном выключателе постоянного тока. - Межвузовский сборник трудов "Качество энергии и методы его повышения", - Омск, 1995. - с. 21-25.

2. Вьет Н.С.Х. Методика расчета сверхбыстродействующего гибридного выключателя / Моек Гос. Уки-т путей сообщения (МИИТ). - М., 1995. - 29 с. - Деп. в ЦНИИТЭИ МПС, № 6019-ЗД95.

3. Пупынин В.Н., Вьет Н.С.Х. Сверхбыстродействующая бездуговая коммутация индуктивных цепей постоянного тока высокого напряжения (4000 В, 4С00 А). - Принята к публикации в МИИТе.

НГУЕН Суан Хоанг Вьет

А£ ^—

РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ОСНОВНЫХ УЗЛОВ СВЕРХБЫСТРОДЕЙСТВУЮЩЕГО ГИБРИДНОГО ВЫКЛЮЧАТЕЛЯ ПОСТОЯННОГО ТОКА

(05.22.09 - Электрификация железнодорожного транспорта)

Сдано в набор шя. 1996 г. Подписано к печати /$.02,. 1996 г. Формат бумаги 60X90 1/16 Объем /5, Заказ /Об. Тираж 100 экз.

Типография МИИТа, Москва, ул. Образцова, 15