平衡牵引

平衡牵引（精选五篇）

平衡牵引篇1

由于转子各组成部件的材质不均匀、加工及装配过程中不可避免的偏差,导致电机转子中心惯性轴线与回转轴线并不完全重合,旋转时将产生惯性力无法相互抵消,造成了转子动态的不平衡,进而对支撑处的轴承产生动压力从而引起电机振动。而高速交流牵引电机的额定运行速度一般在4 140 r/min左右,最高运行速度可达6 120 r/min,电机振动会加剧轴承与轴颈的磨损,造成轴承早期失效甚至抱死,给高速铁路的安全运营带来极大隐患。因此,分析及提高高速交流牵引电机转子制作工艺,尽量消除转子动平衡的影响因素,对于确保高速铁路持续可靠运营具有重要意义。

1问题描述

首台新型300 km动车组电机转子端环焊接完成后进行动平衡试验时发现,传动端不平衡量达到115 g,非传动端不平衡量达到98 g,在平衡半径圆周120°范围内,传动端不平衡量已无法校正至设计要求范围内。

经测算,D端一组平衡块加螺钉为12 g,N端一组平衡块加螺钉为18.7 g,理论计算新型300 km动车组机两端平衡块在120°范围内的校正平衡量情况如图1所示。

D端平衡块在R60.5 mm的平衡半径内120°内可布置7块(见图1),每两块之间为17°。经过分解:12+2×12(cos17+cos34°+cos51°)≈70 g

N端平衡块在R63 mm的平衡半径内120°内可布置9块(见图2),每两块之间为12°。经过分解:18.7+2×18.7(cos12°+cos24°+cos36°+cos48°)≈145 g

由于超出120°范围的平衡块配重无效,因此,根据理论计算,新型300 km动车组电机转子动平衡校正前的D、N端允许的最大初始不平衡量分别为74.3 g及148.8 g,显然首台新型300 km动车组电机转子D端初始不平衡量明显超出了理论计算的74.3 g要求。

2诊断

原200 km动车组电机转子动平衡校正方法得到了三菱技术专家的认可,且执行该动平衡校正工艺方法的牵引电机具备较长时间的良好运行业绩。表1对比了新型300 km动车组电机转子与原200 km动车组电机转子技术参数差异。

从表1中可以看出,新型300 km动车组电机转子D、N端平衡半径较原200 km动车组电机转子缩小将近一半。虽两端允许不平衡量有所增加,但不足以抵消平衡半径缩小所造成的影响。且新型300 km动车组电机转子端环焊接后不进行车削,进一步加剧了对转子不平衡量的影响。

通过对新型300 km动车组电机转子结构的进一步分析,结合首台转子的不平衡量情况,主要有多种因素影响转子动平衡。

1)冲片未换位,毛刺过大。

2)转子铁心叠压铁心单边。

3)转子铁心叠压后转轴端面与铁心距离A圆周不均。

4)转子压圈通风孔等分布不均或孔径大小不一。

5)端环焊接后未加工,端环放置时与铁心未对中。

3问题处理

3.1影响因素验证

对首台转子进行相应尺寸检查,包括冲片换位、冲片毛刺、铁心长度、转子铁心单边、通风孔的位置度及加工质量和端环焊接后径向跳动情况进行逐条检测。

1)冲片换位及毛刺。对冲片制作厂家换位作业进行检查,确认换位符合工艺要求,冲片毛刺随机抽检未见异常,毛刺尺寸为0.02 mm,满足设计要求。

2)转子铁心单边。圆周四点检测铁心长度分别为294.40 mm、294.76 mm、294.38 mm、294.50 mm,铁心最大单边为0.36 mm。

3)转轴端面到铁心槽口距离。靠尺和深度尺圆周四点检测N端转轴端面距铁心槽口底尺寸,分别为141.04 mm、141.28 mm、141.08 mm、141.22 mm,最大偏差为0.24 mm。

4)三坐标抽检转子压圈通风孔位置度尺寸。转子压圈通风孔位置度均有不同程度超差,最大0.8 mm,同时孔壁为钻削加工,粗糙度和表面凹陷等不符合要求。

假定圆1为设计要求,实际产品通风孔为圆2,两者孔轴线的位置度偏移。投影至平面上两圆相交面积S(n1-n2)πr2/360=16.6×3.14×132/360≈24.5 mm2,相交部分产生的体积V=S×h=24.5×21=515 mm2,对应的质量m=ρ×v=7.8×0.515=4 g。

通风孔在圆周120°动平衡可校正范围内有5个,参照本文中动平衡块在120°范围内布置计算方法,最大可产生的不平衡量M=4+4×2(cos30°+cos60°)≈15g。

5)检测焊接后D端端环径向跳动量最大值为1.2 mm,角度与不平衡量位置对应。

3.2第二台转子跟踪验证

从转子铁心叠压配件检测、铁心单边控制和端环焊接对中等,跟踪分析每道工序对动平衡的影响。将压圈送三坐标检测通风孔位置度,对比块对比通风孔壁表面粗糙度,对不合格的转子压圈进行返工处理。在端环焊接过程用专用比板对中,提高焊前转子铁心与端环的对中要求。

1)铁心叠压制作工序,对相应项点进行检测控制。

(1)三坐标检测通风孔位置度,D端转子压圈通风孔偏差0.010 3 mm,N端转子压圈通风孔偏差0.033 9 mm,满足设计要求。

(2)单边量,圆周四点检测铁心长度,分别为295.52 mm、295.45 mm、295.68 mm、295.50 mm,铁心最大单边为0.23 mm。

(3)转轴端面到铁心槽口距离,靠尺和深度尺圆周四点检测N端转轴端面距铁心槽口底尺寸,分别为141.06 mm、141.16 mm、141.08 mm、141.02 mm,最大偏差为0.14 mm。

(4)轴跳0.03 mm,D端压圈径向跳动0.05 mm,N端压圈径向跳动0.1 mm。

(5)转子铁心单独动平衡检测,D端不平衡量37.2g、219°,N端不平衡量45.6g、142°。

2)对转子铁心制作相应项点确认后,进行后续工序制作。端环焊接工序用比板圆周方向对照端环外圆面与铁心的对中,调整完毕后,上部加压,按焊接工艺先焊接D端端环再焊N端端环,N端端环的对中操作与D端相同。焊接冷却后清理焊渣,动平衡检测相应数据。

(1)D端不平衡量87.8g、230°,N不平衡量端36.9g、22°。

(2)端环外径径向跳动,D端最高点0.9 mm、250°,最低点75°;N端最高点1.25 mm、55°,最低点245°。

(3)端环轴向跳动:

D端圆周方向呈波浪状跳动,0°为0.14 mm、90°为0 mm,180°为0.09 mm、270°为0.06 mm。

N端圆周方向呈波浪状跳动,0°为0 mm、90°为0.12 mm,180°为0.05 mm、270°为0.18 mm。

4)轴跳0.03 mm。

3)对比转子端环焊接前后,两端的不平衡量及角度。端环焊接后D端不平衡量增大,角度位置同端环径向跳动偏大的角度位置,焊后D端不平衡量大,由焊前铁心不平衡量与端环焊后径向跳动偏大部分造成的不平衡量累加。N端的不平衡量虽有减少,焊前的不平衡量角度与N端端环径向跳动偏大角度对称,由焊前铁心不平衡量与端环焊后径向跳动偏大部分造成的不平衡量相互补充。

3.3转子制作工艺优化

对上述2台转子的动平衡情况,从转子制作配件、端环焊接工艺和平衡块尺寸等方面进行分析,并从以下三个方面开展了相应改进工作。

1)提高压圈等配件质量。通过前2台转子铁心对比,转子压圈通风孔位置度及粗糙度质量有利于减少转子铁心初始不平衡量,改进通风孔加工工艺,将位置度由0.5 mm优化至0.3 mm,同时提高孔壁粗糙度要求,保证质量分布均匀。

2)转子叠压模底座结构优化。检测旧叠压模底座的压圈端面放置面与底面平行度经多次使用后平行度已达0.2 mm,超出使用要求,同时分析原有模具底板的厚度27 mm偏薄,在受套轴集中力作用下,易造成变形。

重新设计制作底座,增加厚度至40 mm,同时增加锥度设计提高强度。新制模具送三坐标检测关键部位的形位公差,平行度0.05 mm以下,其他尺寸合格,符合使用要求。

车削转子铁心压装工装两端面,提高两端面平行度,送三坐标检测上下端面的平行度0.05 mm以下,符合使用要求。

3)端环与转子铁心对中,两端焊接顺序优化。

端环与铁心对中:制作比块调节端环与铁心对中,用塞尺圆周米字型检测控制端环与铁心的间隙。经过调整分析,铁心与端环对中调整后圆周方向间隙约0.07 mm。若一侧间隙过大,需用工装边调节边检测间隙值,直至满足间隙要求为止。

焊接顺序优化:对比分析前面2台转子端环焊接前后两端动平衡量,同时受两端平衡块尺寸及重量影响,D端动平衡量校正难度大于N端。在优化焊接顺序之前,在第二台转子D端焊接前后,用外径千分尺检测另一端导条的受热膨胀量,数据如表2。

从表2看出,一端端环焊接后另一端导条的膨胀情况,单边膨胀约0.11 mm,设计图纸中端环与导条车削后配合尺寸单边0.1~0.2 mm。一端焊完后另一端放置在端环中与端环紧配合,导条车削一定角度,后焊接的端环在车削角度作用下找中定心。因此,对比分析后将端环焊接顺序由先焊D端再焊N端改为先焊N端再焊D端。

3.4工艺优化后验证

在经过上述转子制作工艺优化分析后,从配件质量到各制作工序控制影响不平衡量的因素。转子压圈送三坐标检测,通风孔位置度控制在0.3 mm以下为合格,其他形位公差符合图纸要求。用新制模具叠压转子铁心,圆周检测铁心单边控制在0.2 mm以下,轴跳≤0.03 mm。端环焊接时用比块工装和塞尺检测对中,圆周方向控制转子铁心与端环的同心,焊接顺序由先焊D端改为先焊N端。跟进4台转子铁心的动平衡数据,见表3。

优化改进后的新型300 km动车组电机转子制作工艺能够满足动平衡量控制要求,工艺操作性较好,工艺方法合理。

4结语

高速交流牵引电动机是轨道牵引动力的来源,是动车组最重要的部件之一,其可靠性直接关系到车辆能否正常运行,而由转子不平衡量所引起的电机振动更是直接影响轴承的使用寿命乃至电机的运行安全。本文对于转子不平衡量超差问题的分析同样适用于其他型号的交流鼠笼型转子。

参考文献

平衡牵引篇2

关键词：电气化；轨道电路；分析；处理

中图分类号：U284.2 文献标识码：A 文章编号：1674-7712 （2013） 24-0000-01

交流电气化区段的轨道电路因牵引电流回流不畅或牵引电流不平衡，而使送或受电端熔断器烧断，造成轨道电路闪红光带。根据现场电气化改造施工及设备的维护经验，并与设计厂家有关技术人员进行交流，经过详细的调查、测试、分析，找到了主要原因，采取了有效措施，保证了车站信号设备正常运用。下面就对不平衡牵引电流对轨道电路的影响进行简单分析并提出控制措施。

一、不平衡牵引电流的形成

牵引电流的回流总是经过钢轨及大地流回变电所的，当电力机车运行在某一区段时，牵引电流通过两根钢轨以相同的方向进行传输而且同轨道电路信号电流共用一个通道后返回变电所，当流经两根钢轨中的牵引电流Ia=Ib时，在扼流变压器的初级线圈上形成的磁场是大小相等方向相反，合成的交变磁场等于零，根据电磁场感应定理及右手定则可知，其感应电势是相互抵消的，即在扼流变压器的二次侧不产生感应电压，牵引电流的干扰不会侵入轨道电路，当Ia≠Ib时，牵引电流不平衡，即当ΔI=|Ia-Ib|存在时，扼流变压器的一次侧所产生的磁通不能相互抵消，则相应的在次级产生一个感应电压，大小等于E=±KΔф/Δt，方向看Ia、Ib的值谁大而定。由于牵引电流不平衡所造成的这个感应电压，直接侵入轨道电路的回路，当ΔI达到一定值时，有可能使GJ发生误动。如果按目前4000吨的吨位计算，牵引电流约200A左右，按部标的不平衡系数计算，在扼流变压器（EB600/25变比为1：3）上允许产生10A的不平衡电流来考虑，不平衡电流等效流过初级线圈的半边即折算变比应为1/2×1/3=1/6，这样感应到扼流变压器的二次侧的不平衡电流I1/I2=n2/n1，I2=n1/n2×I1=1/6×10=5/3A，也就是说5/3的不平衡电流就造成轨道电路不平衡。

二、几种控制防护措施

（一）在轨道电路中加装抗干扰适配器，这个方案是有关技术单位在近几年来为克服电流不平衡问题，经现场测试和试验室分析中所提出的，即把适配器接在扼流变压器信号侧与受电端输入电路之间。主要是对50HZ呈低阻抗，对25HZ信号呈匹配状态。据了解在京广铁路已有部分车站加装适配器，这个方案大大提高了25HZ轨道电路的可靠性。

（二）防止绝缘单边破损。非电化区段，绝缘单边破损不会造成红光带，但电化区段，单边绝缘破损极易造成轨道电路红光带。因破损后，牵引电流可不经扼流变压器直接越过此绝缘节而造成不平衡，特别是上、下的渡线绝缘在维修时更要注意，因此绝缘管、绝缘垫等一定要采用高强度绝缘材料，并要求工务部门将镙栓扭力拧到规定值，以保证行车安全。

（三）防止扼流变压器固定引入线的螺丝松动。这个螺丝松动后，形成了一个接触电阻，其上面相应产生的压降，很容易造成不平衡，特别是在区间，当列车经过时产生振动接触电阻增大造成红光带而使信号关闭，车越过以后又恢复正常，很容易让信号人员误判为外界影响。

（四）要对吸上线加强检查和维修。对吸上线丢失的要及时补足，否则造成电流不平衡，烧毁熔丝影响轨道电路设备。

（五）供电部门塔杆、水泥电杆、回流线的防雷有一些通过间隙放电器连接在钢轨一侧上。当它与钢轨连接的钢筋和其它金属设备（如电缆护套、桥体等）相混或穿过了潮湿的泥土和水沟时也会造成电流不平衡，而这类故障不易查找，维修时应注意检查。

（六）工务在换轨或换岔心等工作中，如果短路防护线未连或接触不良时，不平衡电流会烧坏25HZ轨道电路防护盒及熔断器。工务在工作中习惯于把换下的钢轨摆在线路旁，压在引入线上，振动后与使用钢轨相碰也会造成电流不平衡。这就要求工务部门进行此类作业时，电务部门要及时配合，加强监督。

（七）当牵引电力机车所在钢轨上有沙子、有霜、有锈时，机车启动和运行时会产生很大的不平衡电流，也容易烧毁轨道电路设备。要加强钢轨的检查清扫工作。

（八）防止塞钉线及连接线的塞钉头松动。塞钉头松动后，也产生接触电阻，特别是岔心部分的连接线必须认真检查，松动易造成轨道不平衡，因此轨道电路的各种连接线必须采用双接化，最好采用双线的连接方式。

（九）防止横向连接线接触不良。因牵引电流经过它而流向吸上线返回变电所，回流线不畅，牵引电流受阻，就会把信号设备烧坏，为防止其接触不良，建议把横向连接线改用信号电缆替代。

（十）现场要对扼流变压器低压侧两个线圈的电压进行经常性测试，两个低压线圈的电压必须相等，必须等于1/2轨面电压。两个低压线圈电压如不相等，必须认真查找，大多为端子与箱盒间绝缘破损或扼流变压器故障。这一点对有空扼流的区段尤为重要，因其在电路中不接受检查，出现故障时不能导向安全。

三、结束语

在交流电气化区段，轨道电路是信号设备与线路和接触网结合的部位，产生故障的原因比较复杂，信号设备的供电属于弱电，容易受到牵引电流的干扰，通过对因牵引回流不平衡而影响轨道电路的分析，使的信号人员对信号设备抗电化干扰有更清楚地认识，在设备施工和维护中引起重视并采取有效的防护措施。

参考文献：

平衡牵引篇3

为了节省列车车身空间,降低成本,高速铁路牵引传动系统广泛采用车控方式,即由1套电压型变流器来驱动多台并联的异步电机[1,2],这种方式减少了功率器件的使用、简化了控制结构,但同时也带来了一系列难题。例如,在实际系统中列车轮对轮径差异以及牵引电机参数偏差等原因,不可避免地会造成并联运行的牵引电机间负荷分配不平衡的现象,轮径或电机特性差异越大,功率不均衡度越严重,容易引起个别电机过载,从而温升过高,严重时甚至超过轮轨的黏着极限,导致空转、打滑事故,这些都将显著减小牵引电机输出力矩。

本文具体分析了轮径差异和电机参数差异对并联运行的电机负荷分配影响,在此基础上建立了CRH2型车的牵引传动系统模型,提出了一种基于加权法的控制策略,与传统的主从控制比较,该方法对采集的多台并联运行电机的物理量进行线性拟合,有效地均衡了牵引电机的出力。

2 牵引电机负荷分配分析

高速铁路电力牵引传动系统采用单相工频交流电制式的交-直-交传动结构[3,4],图1显示了CRH2型车1节动车牵引传动模型框图。牵引变压器将受电弓的受电25kV变换成1 500V/50Hz电压,由4象限的脉冲整流器、牵引逆变器组成的牵引变流器输出电压、频率可控的三相交流电,驱动4台并联的三相4极异步电机,从而使列车按要求运行。

对于该类由一台变流器供电的车控多台牵引电机系统,理想情况下并联运行的各个电机特性完全一致,车轴轮对的轮径大小也完全相同,这样动车的出力达到最大,系统运行稳定。但是牵引电机负荷分配的不平衡出现较大偏差的现象经常发生,主要原因有两方面:一是列车轮对的轮径差异;二是电机参数尤其是转子电阻的偏差。

2.1 轮径差异对功率分配影响

列车轮对轮径因制作工艺、运行中不同程度磨损等原因不可避免存在差异,由于异步牵引电机力矩的硬特性,轮径的细小差别对于由同1台逆变器供电的并联电机负荷分配影响极大。以同一转向架上的2台电机为例,假设电机1、电机2所驱动轮的轮径分别为D1,D2,且D1<D2,电机转速分别为n1,n2。因电机处于黏着状态的束缚,列车轮缘的线速度相同,故

则电机转速

因异步电机转差率

式中:nN为同步转速,nN=60f/p,p为电机极对数。

电机转速的差异反映在如图2所示的T-s曲线上,则在牵引工况时电机转差率s1<s2,电机1电磁转矩较小;反之,制动工况时电机2的负向转差率较电机1小,相应电磁转矩也小。由于两电机是同一变流器供电,电机的同步角速度相同,电机转矩的不一致则体现为载荷分配的不均衡。

当牵引电机负载较轻时,电机转速接近同步速,电机工作点处在电机不同工况临界点附近,因轮径差造成的转速不同甚至会引起两电机中高转速电机进入制动工况,而另一台低转速电机仍处在牵引工况的恶劣情形,严重影响列车的牵引制动性能。

在交流牵引传动系统中,牵引电机转差率s很小,作合理近似可认为电机转矩为

式中:K为与电机相关的常数;U1为电机定子端电压;f为定子频率。

定义平均转矩偏差[5]

将式(4)代入得

假设同一转向架上两电机特性完全一致,仅考虑轮径差异,由式(1)、式(3)得

代入式(6)

式中:ΔD为轮径偏差,ΔD=D2-D1。

由上式可以定量分析电机额定转差率和轮对轮径差异对并联电机转矩不平衡的影响。选择转差率较大的牵引电机,可以减小轮径偏差引起的电机转矩不平衡度,但是转差率太大会使得转子铜耗增大,降低电机效率,因此在装配牵引电机选型时应充分考虑轮径偏差引起的电机载荷不平衡问题、电机温升以及效率变化等因素,选择合适的电机额定转差。

2.2 电机参数对功率分配影响

由于制造工艺与材质,特别是转子材质的影响,加之在列车运行过程中电机转子温升造成的转子电阻差异,并联运行的牵引电机参数不可能完全一致,从而导致电机间电流存在偏差,电机负载不均衡。在此讨论电机参数差异的时候只针对电机转子电阻。三相异步电机稳态等效电路如图3所示。

图3中转子侧物理量都折算到定子侧:R1,R2分别为定、转子每相电阻;X1σ,X2σ分别为定、转子每相漏感;Rm,Xm分别为励磁电阻、电感;s为转差率。

根据三相异步电机稳态等效电路,因Xm》X1σ,忽略铁损和励磁电流,忽略磁饱和,转子电流折算值

于是得电磁转矩

由式(8)可知,转子电阻对电机机械特性影响很大[6],不同转子电阻时对应的电机人为转矩特性s>0情形如图4所示。

对于1台给定电机,由式(8)知,当外界条件已知时,电磁转矩Te是转差率s的二次函数,Te在某一转差率sm下取得其最大值。将式(8)对s求一阶导,并令dTe/ds=0,可得最大转矩及对应的转差率

因此,转子电阻差异不会影响电机最大电磁转矩,但会影响产生该电磁转矩时的转差率,见图4。牵引电机并联运行时,假设轮径无差异但存在转子电阻差异,即转差相同,则电机的转矩会有不同,转子电阻小的电机将产生更大的电磁转矩,功率分配重于另一台。

3 基于加权法的并联电机控制

对牵引电机的控制主要体现在对变流器的控制策略上,4象限脉冲整流器普遍采用瞬态电流控制的策略,利用电压电流双闭环控制,配合交流侧电压和电流的反馈调节调制波的幅值和频率,通过三电平的脉宽调制能使直流侧电压的稳态和动态响应达到良好的性能。

逆变器电机侧的控制相对复杂,采用基于转子磁场定向的间接矢量控制。根据列车牵引/制动曲线得到转子磁链Ψr*和转矩指令Te*,采用矢量变换把电机定子电流分解为相当于转矩部分的q轴电流iq和相当于转子磁通部分的d轴电流id,实现两者的解耦控制[4]。控制框图如图5所示。

以2台电机并联运行为例[7,8],基于加权法的并联牵引电机控制策略基本控制原理如图6所示,该种控制方式很容易扩展到多台电机情形。

间接矢量控制不用直接检测或者计算转子磁通的位置,而是通过计算转差频率来间接得到转子磁通的位置角,首先是电机转速的选取[9],由第2节的分析可知,在牵引工况下轮径大的电机转速低、转差率大、稳态时输出转矩大,在列车运行过程中易发生空转;而在制动工况下轮径小的电机转速高、负向转差大,稳态输出转矩大,易发生打滑。因此,牵引电机转速选取应按照以下方法:牵引工况ωr=min(ωr1,ωr2);制动工况ωr=max(ωr1,ωr2)。

如图6所示,经速度选择器选取参考转速后,结合电机驱动的轮径大小,根据牵引/制动曲线得到转矩和磁链给定,然后分别由采样的各个电机定子电流,通过矢量控制运算和电压前馈解耦得到dq坐标系下电压给定量Ud*,Uq*,U*′d,U*′q。最后经过加权计算[10],利用加权项kw和辅助加权项1-kw均衡dq轴电压给定

式中:kw为加权系数(0≤kw≤1)。

同样,力矩分量给定iq*,i*′q和转子磁通给定Ψr*经过转差频率计算得到转差频率,再加上采样的转子频率ωr,ω′r后积分得到转子磁链的位置角θ,θ′,经过加权计算得到反旋转变换的变换角再经过变换得到αβ坐标系下的电压给定Uα*,Uβ*,并将其输入到SVPWM单元,进行三电平脉宽调制[11]。

4 仿真结果及分析

基于CRH2型动车组牵引传动系统结构和参数,采用Simulink模型库中的模块,搭建了单台变流器和2台牵引电机并联运行模型。仿真主要参数如下:弓网电压有效值U=25kV,牵引变压器变比为25 000∶1 500;整流器:变压器二次侧电压Un=1 500V,载波频率fc=1 250Hz;直流环节:直流电压Udc=2 600V(牵引)/3000 V(逆变);逆变器:SVPWM调制频率为10kHz;牵引电机:额定功率Pn=300kW,额定线电压Un=2 000V,额定频率fn=140Hz;极对数p=2;列车轴重408.5t;传动比a=3.306。

4.1 轮径差异对电机负荷分配影响

2台电机参数完全相同的电机并联运行,转子电阻值为R2=0.146Ω,各自驱动的轮径分别为D1=2r1=0.820m,D2=0.823m,轮径差异ΔD=D2-D1=3mm;列车由静止经0.5s直流环节充电后开始启动,加速至200km/h,稳定运行后在t=4s时施加减速指令减至50km/h,列车速度曲线见图7。

电机转矩曲线如图8a所示,2台电机平均输出转矩能够很好地跟踪转矩给定值,轮径大的电机输出转矩较给定值稍大,轮径小的电机转矩较给定值小,经过加权计算后利用加权项和辅助加权项均衡了电机的转矩输出,平均转矩较大;对比采用主从控制,即以一台电机的物理量为参照进行控制,另一台电机作为从动电机被动接受控制信号运行,以驱动小轮径的电机作主电机为例,可以看出存在轮径差异时候,从动电机的输出转矩偏差给定值较大,在牵引工况下电机很容易过负荷,制动工况下2台电机平均输出跟随不到给定转矩水平(见图8b)。

4.2 转子电阻差异对电机负荷分配影响

2台电机驱动的轮径均为D1=D2=0.820m,转子电阻分别为R2=0.146Ω,R′2=0.126Ω,转子电阻偏差13.7%。列车运行工况同4.1节所描述,速度由0200km/h50km/h。电机转矩如图9所示,转子电阻小的电机其出力较大,两电机能够跟踪给定转矩曲线,保证了平均转矩输出大小;而采用主从控制的并联电机出现的转矩偏差给定值很大,在牵引加速和制动减速阶段都达不到转矩指令值,且由于电机转子时间常数的关系,系统的响应较加权控制慢。

4.3 轮径和转子电阻差异对电机负荷分配影响

在列车实际运行中,轮径差异造成牵引电机载荷不平衡,且电机温升程度也不相同,而电机参数特别是转子电阻值随温度升高增大,电机转矩特性相应也发生变化。考虑到这2个因素对电机并联运行的载荷都存在不同程度的影响,由上2节的分析知,大转子电阻与大轮径对电机负荷分配的影响可视为互为补偿的关系,假如通过适当的配型,转子电阻大的电机配合大的轮径,就能够在一定程度上抵消电机负荷不平衡的影响。图10体现这种选配方法的效果。加权控制方式的2台电机转矩差异显著减小,且能较好地跟踪转矩给定;而主从控制方式虽也减小了2台电机载荷差异,但偏离给定转矩较远,电机控制性能较差。

5 结论

文章探讨了列车存在轮径差和牵引电机转子电阻差异时电机负荷分配的问题,分别研究了轮径差、转子电阻差异对电机载荷的影响,建立了CRH2型动车牵引传动系统Matlab模型,仿真结果验证了理论分析的正确性。针对此还研究了不同控制策略下牵引电机的转矩偏差和平均出力情况,通过对比,基于加权算法的控制系统能够更好地跟踪转矩指令,得到更大的平均转矩出力,但同时也带来了控制的复杂性。

本文在评价轮径差和电机特性差异对牵引电机负荷分配的影响、确定在允许的负荷分配差异范围内所允许的最大轮径偏差和最大电机特性偏差,以及如何在列车检修时合理地协调配型等方面具有参考意义。

参考文献

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平衡牵引篇4

电气化铁路不对称、非线性的牵引负载通过铁路牵引变压器在牵引供电系统中产生大量负序电流和谐波电流, 导致铁路牵引网供电系统与电网的不平衡运行;而铁路牵引网供电系统的不平衡运行影响铁路供电系统及电力系统的安全、稳定、经济运行, 故铁路牵引变压器负序电流特性与不平衡度一直是研究的热点问题之一[1,2,3,4]。

铁路牵引变压器主要有3种不平衡牵引变压器 (单相接线变压器、V/v接线变压器、三相Yn/d11接线变压器) 和2种平衡牵引变压器 (Scott接线变压器和阻抗匹配平衡变压器) , 较不平衡牵引变压器比较而言, 2种平衡牵引变压器牵引运行时产生的负序电流和谐波电流少一些, 故这2种铁路平衡牵引变压器为国内外最广泛、最常用的铁路牵引变压器[5]。目前国内外对牵引变压器的负序电流与不平衡度的研究主要集中在特性分析[6]、检测方法[7,8]、控制策略[9]和抑制方法与装置[10,11,12,13]等方面, 鲜有结合具体运行工况的个性分析与控制策略。文献[6]提出了基于聚类趋势分析与逐步回归方法的电铁牵引负载负序源建模方法, 研究了描述牵引负载基波负序电流本质的特征向量, 聚类趋势分析与建模结果证实了该特征向量的有效性, 为负序特性分析提供了理论依据。文献[7]提出了基于FBD法的基波正负序电流实时检测方法, 文献[8]提出了基于负序功率正反馈的孤岛检测新方法。文献[9]研究了一种新型不对称接线三相变两相平衡变压器, 可最大限度使牵引变电所两臂负荷对称, 实验结果表明既可大幅减少电力系统的负序电流, 又能提高变压器的运行效率和改善电流不平衡度。文献[10]提出了一种基于两相三线制变流器的高速铁路负序和谐波综合补偿新方法, 此方案兼顾直流侧电压控制, 对负序和谐波电流的实时检测, 采用滞环控制方法对两相三线制变流器输出电流进行跟踪控制, 仿真和实验结果证明了所提系统方案具有较好的负序和谐波抑制效果。

本文针对高速客运、货运及客货混用专线列车用平衡牵引变压器, 采用变压器磁势平衡原理、绕组接线方程和对称分量法推导出在不同运行工况下电流不平衡度通式, 分析了平衡牵引变压器电流不平衡特性;利用Matlab/Simulink仿真平台建立了平衡牵引变压器的实验模型, 研究了典型工况下电气化铁路牵引供电网电流不平衡度变化特性, 提出了电力牵引机车在不同工况时的运行控制策略和抑制电流不平衡度的方法, 为铁路调度部门合理安排运行编组和牵引供电系统的安全、稳定、经济运行提供理论依据。

2 平衡牵引变压器拓扑结构及电流不平衡度剖析

牵引供电系统电流不平衡度为

式中:I1为正序电流有效值;I2为负序电流有效值。

{αZ=αu-αiβZ=βu-βi (3)

式中:αZ, βZ分别为牵引侧α相、β相阻抗角;αu, βu分别为α相、β相电压相位角。

由变压器磁势平衡原理和绕组接线方程可得牵引变压器1次侧、牵引侧相电流的变换关系:

由对称分量法可得三相相电流与其对称分量 (正序、负序、零序) 电流之间关系为

由式 (4) 和式 (5) 则可得对称分量 (正序、负序、零序) 电流与牵引变压器牵引侧相电流的关系为

式中:IABC为牵引变压器1次侧相电流矩阵;Iαβ为牵引变压器牵引侧相电流矩阵;I120为对称分量 (正序、负序、零序) 电流矩阵;H为牵引变压器1次侧与牵引侧相电流的变换矩阵;S为对称分量矩阵;Z为对称分量 (正序、负序、零序) 电流与牵引变压器牵引侧相电流的变换矩阵。

相电流变换矩阵Ha, Hb分别为

式中:K为牵引变压器1次侧、牵引侧绕组的变比。对称分量矩阵S为

变换矩阵Za, Zb分别为

由此, 可根据式 (1) 、式 (2) 、式 (3) 和式 (6) 推导出两种铁路平衡牵引变压器电流不平衡度均为

由式 (7) 可知, 两种铁路平衡牵引变压器的电流不平衡度具有相同的变化规律, 其电流不平衡度与负载大小及负载功率因数角有关。即铁路牵引变压器随着不同时段、不同地区客流量分布, 以及列车不同编组方式运行, 其电流不平衡度也随之变化, 而电流不平衡度的不同, 将不同程度地影响牵引供电网不平衡运行, 故可能导致铁路事故发生。

3 平衡牵引变压器电流不平衡度特性研究

3.1 高速客运专线运行工况下电流不平衡度特性

高速客运专线列车运行速度快、列车追踪时间短以及列车开行密度大, 并且要求列车运行速度能在短时间内平稳地升降和满足不同性质客流量需求。根据以上特点, 平衡牵引变压器应用于高速客运专线首先要满足牵引供电网两牵引供电臂负载功率因数角相等, 并且能将牵引供电网负序电流控制在铁路标准范围内, 即αZ=βZ, 电流比M变化时ε的工况。由式 (7) 知, Scott接线和Yn/vd接线平衡变压器电流不平衡度ε和电流比M的ε—M变化特性曲线如图2所示。

由图2可知, 当高速客运专线列车运行在M=1左右某一区间时, 列车运行区间客流量相同, 即高速客运专线两牵引供电臂负荷接近相等, 铁路牵引变压器电流不平衡度在0左右取值, 牵引运行时铁路牵引变压器产生的负序电流和谐波电流较少, 在此工况下对牵引供电网的影响最小。当高速客运专线列车运行在M=1到M=0之间某一区间时, 列车运行区间客流量不相同, 即高速客运专线两牵引供电臂负荷不相等, 铁路牵引变压器电流不平衡度在0到1之间取值, 牵引运行时铁路牵引变压器产生大量的负序电流和谐波电流。当高速客运专线列车运行在M=0附近某一区间时, 即高速客运专线一相牵引供电臂接近空载运行, 铁路牵引变压器电流不平衡度取得最大值1, 牵引运行时铁路牵引变压器产生的负序电流基本等于正序电流, 并且负序电流达到最大值, 在此工况下对牵引供电网的影响最大, 可能导致铁路事故发生。

3.2 货运专线运行工况下电流不平衡度特性

3.3 客货混用线路运行工况下电流不平衡度特性

结合以上两点分析可知, 平衡牵引变压器应用于客货混用线路运行时, 因运行区间列车数和牵引负载性质未知, 客货混用线路较难满足牵引供电网两牵引供电臂负载功率大小和功率因数角同时都相等, 即M, αZ-βZ都变化时的工况。由式 (7) 知, Scott接线和Yn/vd接线平衡变压器电流不平衡度的ε—M— (αZ-βZ) 变化特性曲线如图4所示。

由以上分析可知, 平衡牵引变压器为主变压器应用于电气化铁路中时, 在高密度行车条件下, 其牵引供电系统两供电臂容量较均衡, 负序电流为0, 此时电流不平衡度的影响几乎不存在, 因此负序电流对牵引供电系统的影响也不存在。

4 平衡牵引变压器电流不平衡度实验

在Matlab/Simulink平台下建立图1所示的铁路牵引变压器实验模型。利用此实验模型研究电气化铁路在不同运行工况下其铁路牵引变压器的电流不平衡度情况, 其实验结果如表1所示。

由表1的实验数据可知, 两种铁路平衡牵引变压器对负序电流有相同的抑制效果, 其负序电流和电流不平衡度与铁路牵引变压器的接线型式有关。在相同工况下, 虽然两种铁路平衡牵引变压器的电流不平衡度几乎相等, 但其在运行的过程中产生的正序电流和负序电流不相等。

5 结论

1) 高速客运专线列车运行在M=1和货运专线列车运行在αZ-βZ=0左右某一区间时, 铁路牵引变压器电流不平衡度在0左右取值, 牵引运行时铁路牵引变压器产生的负序电流和谐波电流较少, 在此工况下对牵引供电网的影响最小。当客货混用线路的M=1且αZ-βZ=0时, 铁路牵引变压器电流不平衡度取得最小值0, 但此运行工况几乎不存在。

2) 高速客运专线列车运行在M=1到M=0之间和货运专线列车运行在αZ-βZ=0到αZ-βZ=±90之间某一区间时, 铁路牵引变压器电流不平衡度在0到1之间取值, 牵引运行时铁路牵引变压器产生大量的负序电流和谐波电流。

平衡牵引篇5

某矿钢缆胶带机的传动装置示意图如图1所示。

为了提高系统工作的灵活性与可靠性, 该矿钢缆胶带机具有两种工作模式:

(1) 正常工作模式 (即双机拖动) , 不使用机械差速器, 每个电机拖动一个驱动轮, 两电机之间无刚性连接, 而是由钢丝绳和胶带构成弹性联接, 两电机的调速回路各自独立。

(2) 备用工作模式 (即单机拖动) , 当其中一套调速装置发生故障时, 可将两驱动轮之间联轴器联接, 变双机拖动为单机拖动, 以维持生产的正常进行。

综上所述, 正常工作情况下, 为了减轻两侧钢丝绳张力与线速度不相等所造成绳、轮、皮带之间磨损严重, 防止发生脱槽、掉带事故, 保障人员、生产安全, 必须要求实现系统两驱动电机之间的速度同步及功率平衡。

1 拖动电机功率平衡控制方案及运行状况

1.1拖动电机功率平衡控制方案

正常工作模式即双机拖动时, 由于钢缆胶带机的两台拖动电机不同轴连接, 为了全过程中实现胶带机两驱动电机之间的速度同步及功率平衡, 则两电机的控制不应是各自独立, 而是彼此相互关联的。因此, 系统通过采集电机电流判断, 进行PID调节以达到两驱动电机之间的速度同步及功率基本平衡。图2、图3为系统速度、电流闭环控制框图。系统的功率平衡调节流程及调节流程。

调节流程: (1) 启动阶段:PLC控制器初始设置同样的速度给定给2台变频器, 启动后, 进行两台变频器电流比较, 以大电流变频器为基准, 调节另一台变频器的速度给定直至电流偏差在设定范围内。 (2) 正常运行阶段:当皮带速度达到额定速度时, 进行两台变频器电流比较, 以小电流变频器为基准, 调节另一台变频器的速度给定直至电流偏差在设定范围内。

1.2运行状况

该矿钢缆胶带机高压变频调速系统于2009年春节利用检修假期实施安装, 经多次调试后成功运行, 充分体现了变频调速软停软启、冲击小、调速精度高等优点, 双机拖动及单机拖动均正常工作, 系统至今已平稳运行半年有余, 有力的保证了煤矿生产。

图4为系统双机拖动时的电控参数界面截图。由两套变频器运行参数可知, 系统的速度同步、电流大小及功率平衡均达到较理想的效果, 满足了现场要求。

2 结语

钢缆胶带机正常工作模式时, 两台拖动电机不同轴连接、电机调速回路各自独立、电机之间必需的速度同步及功率平衡的特点决定了两电机控制的关联性, 实际应用表明, 本文的平衡控制方法是有效的。

摘要：对钢丝绳牵引胶带输送机系统特点进行了分析。介绍了高压变频调速控制下胶带机两独立驱动电机之间的速度同步及功率平衡方案, 实践应用表明, 该方案是有效的。

关键词：高压变频调速,钢丝绳牵引胶带输送机,功率平衡

参考文献

[1]陈康宁.机械工程控制基础.西安交通大学出版社

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总量平衡01-20

权利平衡01-20