Pojazdy Szynowe nr 3, 2011

Transkrypt

Zbigniew Durzyński
Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR”
Podstawy metody wyznaczania parametrów energooszczędnej
jazdy pojazdów trakcyjnych na obszarach aglomeracyjnych
W artykule przedstawiono autorski pomysł na sposób wyznaczania parametrów
sterowania prędkością pasażerskiego pojazdu trakcyjnego podczas przejazdu trasy
wieloodcinkowej realizowanego z założoną sumą czasów jazdy na poszczególnych
odcinkach, co przekłada się na zadanie opracowania metody takiego sterowania
prędkością, by przejazd trasy w zadanym łącznym czasie odbył się z minimalnym
poborem energii
1.
Wprowadzenie
Współczesne pojazdy trakcyjne wyposażone są w różnorakie systemy komputerowe, których możliwości
obliczeniowe i szybkość działania z punktu widzenia
sterowania pojazdem są nie wykorzystane, a które
pozwalają m. in. realizować jazdę ze stałą prędkością
(tzw. tempomaty, UPZ), niezależnie od obciążenia
pasażerami, profilu toru i innych mniej istotnych czynników. Jeśli do tego dodać możliwości jakie daje nowoczesny napęd trakcyjny sterowany impulsowo, to
watro zastanowić się nad zasadą doboru parametrów
jazdy pojazdów trakcyjnych przewożących pasażerów
w obszarach aglomeracyjnych. Przewozy te odbywają
się z reguły na wydzielonych trasach (wydzielone linie
tramwajowe, metro, wydzielone koleje aglomeracyjne,
np. WKD, SKM), na których ruch odbywa się płynnie,
bez wpływu systemów zewnętrznych.
Dostępne publikacje na temat energetycznie oszczędnych jazd dotyczą zasadniczo [1, 2, 3, 4]:
- wyznaczania charakterystyk i mocy pojazdów
trakcyjnych
- wyznaczania parametrów sterowania dla przyjętego czasu przejazdu zadanego odcinka trasy
- wykorzystania energii kinetycznej pojazdu.
i w odniesieniu do sterowania prędkością jazdy na
trasach wieloodcinkowych podają tylko ogólne wskazania.
W artykule przedstawiono autorski pomysł na sposób
wyznaczania parametrów sterowania prędkością pasażerskiego pojazdu trakcyjnego podczas przejazdu trasy
wieloodcinkowej realizowanego z założoną sumą czasów jazdy na poszczególnych odcinkach, co przekłada
się na zadanie opracowania metody takiego sterowania
prędkością, by przejazd trasy w zadanym łącznym
czasie odbył się z minimalnym poborem energii.
Metoda oparta jest na badaniu przebiegu charakterystyk zużycia energii w funkcji czasu przejazdu E = f(t)
dla wszystkich odcinków trasy i wymaga porównania
ze sobą charakterystyk zużycia energii wyznaczonych
dla wszystkich odcinków.
POJAZDY SZYNOWE NR 3/2011
Metoda ta może być wykorzystywania nie tylko do
wyznaczania parametrów standardowego przejazdu,
odbywającego się bez zakłóceń wewnętrznych, lecz
także do przejazdu zakłóconego (np. dłuższym niż
planowane zatrzymaniem na przystanku), gdzie odrobienie opóźnienia wymaga forsowniejszej jazdy na
odcinkach wyznaczanych on-line tak, by to odrabianie
zaległości odbywało się kosztem minimalnej dodatkowej energii. Możliwość takiego sterowania prędkością
zapewnia dzisiaj wyposażenie techniczne zainstalowane na nowoczesnych szynowych pojazdach trakcyjnych.
2. Parametry wpływające na charakterystykę
zużycia energii
Dla eksperymentalnie wybranego zadanego czasu
przejazdu odcinka typowego dla ruchu w aglomeracjach, energetycznie optymalny jest przejazd w sekwencji: rozruch, jazda z prędkością ustaloną, wybieg
i hamowanie, a dla odcinków krótszych nawet bez fazy
jazdy z prędkością ustaloną.
Zarówno rozruch jak i hamowanie powinny być realizowane z maksymalną mocą układu rozruchowego i
hamowania, a czas pracy silników trakcyjnych (poboru
i zwrotu energii) powinien być tak dobrany, by maksymalnie wykorzystać moc ciągłą silników trakcyjnych.
Jak wspomniano we wstępie podstawowym elementem
analizy są charakterystyki zużycia energii przez pojazd, uwzględniając odzysk energii w fazie hamowania.
Przebieg charakterystyki E = f(t) dla określonego odcinka trasy dla danego typu pojazdu trakcyjnego zależy podstawowo od następujących czynników:
a) charakterystyki trakcyjnej (opartej na parametrach napędu elektrycznego (silnik, przekształtnik, przekładnia)
b) charakterystyki hamowania, w tym odzyskowego
1
c) obciążenia pojazdu (masy pasażerów)
d) napięcia sieci (w przypadku, gdy napięcie spada poniżej minimalnego dla znamionowej pracy przekształtnika)
e) sposobu jazdy (proporcji między czasami realizowania faz rozruchu, stałej prędkości, wybiegu i hamowania).
W przypadku powtarzalnych warunków eksploatacji
(zapełnienia pasażerami, czasu wymiany pasażerów na
przystanku, warunków zasilania na odcinkach między
podstacjami, itp.) dla przebiegu charakterystyki E =
f(t) z punktu widzenia prezentowanej metody istotne
są czynniki wg pkt a), b) i d). Można zatem przyjąć, że
dla pojazdów obsługujących systemy komunikacji
masowej w aglomeracjach, czyli jak wymieniono
wcześniej tramwajów na wydzielonych trasach, metra,
zespołów trakcyjnych na wydzielonych liniach, zdecydowana większość przejazdów odbywa się według
stałych, łatwych do wyznaczenia charakterystyk zużycia energii dla kolejnych odcinków trasy.
Wynika z tego zasadność zastosowania modelu zużycia energii w postaci krzywych E = f(t) dla uzyskania
założonego celu racjonalizowania zużycia energii podczas przejazdu trasy wieloodcinkowej w wyznaczonym czasie.
3. Opis metody
Najogólniej mówiąc metoda polega na skorygowaniu
intuicyjnie przyjętych zadanych czasów przejazdu tzn
kolejnych n- odcinków międzyprzystankowych tak,
aby suma wydłużeń czasów przejazdów, co powoduje
równocześnie zmniejszanie poboru energii o ∆E1, była
równa sumie skróceń czasów przejazdów pozostałych
odcinków (co wiąże się ze zwiększeniem poboru energii o ∆E2).
Czas zadany tz dla danego kolejnego odcinka należy do
zbioru:
tz = {tmin,......, to, ...... , tmax}
gdzie:
- tmin – najkrótszy z możliwych czasów przejazdu odcinka, jazda forsowna)
- to – czas przejazdu optymalnego wyznaczony opisywaną metodą
- tmax – najdłuższy z możliwych czasów przejazdu odcinka, jazda z maksymalnym wybiegiem.
Wydłużanie czasu przejazdu (przejazd z mniejszym
udziałem jazdy pod prądem) będzie odbywało się na
odcinkach trasy, dla których stromość charakterystyki
E = f(t), czyli jej pochodna w punkcie tz jest duża, a
skracanie czasów przejazdu będzie odbywało się na
odcinkach trasy, dla których jej pochodna w punkcie tz
jest mała.
Dla celów opracowania metody posłużono się parametrami trasy planowanej dla LST.
Na rys. 1 przedstawiono przykładowe krzywe dla odcinka z najbardziej stromą charakterystyką zużycia
energii (a) oraz dla odcinka z charakterystyką najłagodniejszą (b) dla ww. trasy.
2
a)
b)
Rys. 1. Charakterystyki zużycia energii i procentu jazdy drogi pod
prądem w funkcji czasu dla wybranych odcinków trasy
Na rys. 2. przedstawiono graficzną ilustrację metody
wyznaczania optymalnych czasów przejazdu, przykładowo dla dwóch odcinków międzyprzystankowych.
Zależności między opisanymi na wykresie wielkościami są następujące:
∆t1 = ∆t2
 dE 
 dE 

 >

 dt  tz1  dt  tz 2
 dE 
 dE 

 =

 dt  to1  dt  to 2
W ten sposób zostanie uzyskany efekt zmniejszenia
poboru energii z sieci, ponieważ przy takim postępowaniu ∆E1 > ∆E2.
Dla znalezienia parametrów jazdy na wszystkich odcinkach trasy, w celu wydłużenia lub skrócenia czasu
przejazdu kolejnych odcinków, dla zmniejszenia poboru energii, konieczne jest wykreślenie dwóch krzywych: ∆E1 = f(t) i ∆E1 = f(t).
Pierwsza z nich będzie zbiorem części charakterystyk
E = f(t) uporządkowanych wg wartości pochodnych
 dE 

 w otoczeniu zadanego intuicyjnie czasu jazdy tz
 dt 
w kolejności od pochodnych największych do najmniejszych. Druga krzywa będzie zbiorem części chaPOJAZDY SZYNOWE NR 3/2011
Rys. 2. Ilustracja graficzna metody wyznaczania czasów przejazdu
dwóch odcinków
tz – czas zadany, Ez – energia pobrana podczas przejazdu z czasem
tz , indeks 1 dla odcinka 1,, analogicznie 2 dla 2.
rakterystyk E = f(t), ale uporządkowanych w kolejności odwrotnej.
Praktyczne zastosowanie metody wymaga:
- wyznaczenia charakterystyk E = f(t) dla
wszystkich odcinków międzyprzystankowych
- „wczytania przebiegu” tych charakterystyk w
postaci cyfrowej (po zastosowaniu odpowiedniej aproksymacji)
- przesortowania charakterystyk wg wartości
pochodnych dla zadanych czasów jazdy
- wyznaczenia czasów optymalnych
- wyznaczenia czasów optymalnych t = to, dla
których wartości pochodnych charakterystyk
następnych (i + 1) są równe pochodnym dla
czasów t = tz charakterystyk poprzednich (i).
Wyraża to zależność:
Rys. 3. Składanie charakterystyki ∆E = f(t)
(k, l, m – indeksy kolejnych charakterystyk, tz – czasy zadane, to –
czasy jazdy optymalizującej zużycie energii)
 dEi +1 
=


 dt  t = t
o
 dEi 


 dt  t = t
z
Dotyczy to obu charakterystyk, tej składanej w kolejności od części najbardziej do najmniej stromej (zbiór
1) i drugiej tworzonej w kolejności odwrotnej (zbiór
2).
W następnej kolejności konieczne jest wykreślenie
charakterystyki ∆E1 = f(t) wyznaczonej ze zbioru
pierwszego i ∆E2 = f(t) ze zbioru drugiego charakterystyk.
Zasadę „składania” odcinków charakterystyk przedstawia rys. 3.
Tablica 1
Parametry jazdy
kolejnych odcinków
trasy
3
Tablica 2
Parametry jazdy
20-odcinkowej trasy
po optymalizacji
Na podstawie danych z tablicy 2 wykreślono dwie
Podsumowanie przykładowego zastosowania
krzywe przedstawione na rys. 4.
4. Przykładowe zastosowanie
Opisane wyżej założenia metody zostały zastosowane
do planowanej 20- odcinkowej trasy w aglomeracji
lubelskiej dla teoretycznego pojazdu trakcyjnego o
parametrach typowych dla obsługi takiego ruchu.
Parametry przejazdu tej trasy dla kolejnych odcinków
zestawione zostały w tablicy 1, a w tablicy 2 zestawione zostały parametry jazdy w kolejności od największej pochodnej energii względem czasu w otoczeniu
czasów zadanych.
Uzyskanie oszczędności energii na poziomie ok.
6,8 MJ można uzyskać intensyfikując jazdę na
odcinkach 7 i 12, a na pozostałych jadąc z
mniejszym udziałem drogi pod prądem.
Podobne obliczenia zostały wykonane dla przejazdu w
kierunku odwrotnym. Uzyskano oszczędność energii
ok. 3 MJ (różnica wynika z profilu pionowego trasy),
co łącznie daje ok. 10 MJ.
5. Wnioski
Uzyskana tą metodą oszczędność energii (ok. 10
MJ dla jazdy w obie strony, co stanowi ok. 1,3 %
całkowitego zużycia) nie wygląda być może imponująco, ale należy mieć na uwadze metodę jaką tę
oszczędność uzyskano. Uzyskano ją tylko dzięki
odpowiedniemu skorygowaniu rutynowo ustalanych czasów przejazdów kolejnych odcinków międzyprzystankowych, zatem w sposób całkowicie
beznakładowy.
♦ Metoda możliwa jest do zastosowania we wszystkich nowoczesnych zespołach trakcyjnych wyposażonych w komputery pokładowe stosowane do sterowania pojazdem. Konieczne jest tylko przygotowanie odpowiednich programów opracowanych na
podstawie parametrów danej trasy i parametrów pojazdów obsługujących przewozy.
♦ Wysoką dokładność metody można uzyskać po
dopracowaniu metod aproksymacji charakterystyk
pojazdu i algorytmów korygujących optymalne
czasy przejazdu w przypadku zakłóceń w ruchu pociągu, przekładających się na konieczność wyznaczenia on-line nowych parametrów sterowania
prędkością pojazdu.
♦
Rys. 4. Charakterystyki optymalizujące pobór energii
Pozwalają one wyznaczyć maksymalną różnicę ∆Em
między wartościami ∆E1 i ∆E2, która jest efektywną
oszczędnością energii uzyskaną z wydłużania czasów
przejazdu jednych odcinków (wg krzywej ∆E1) i skracania czasów przejazdu na innych odcinkach (wg
krzywej ∆E2), co można wyrazić zależnością:
∆Em = ∆E1 - ∆E2 > 0.
4
6. Bibliografia
[1]
[2]
[3]
Kacprzak J.: Moc układu napędowego pojazdu
przy jeździe minimalizującej energię. Materiały
VI Sympozjum „Transport pasażerski”. Katowi- [4]
ce 1984
Kacprzak J.: Optymalizacja parametrów jazdy
elektrycznych pojazdów trakcyjnych. Elektryka
nr 69. Politechnika Warszawska 1982
Mierzejewski L., Szeląg A.: Zagadnienia racjonalizacji zużycia energii elektrycznej w systemie
zelektryfikowanego transportu kolejowego.
Technika Transportu Szynowego 2001 nr 5
Szeląg A.: Rola rozwiązań technicznych pojazdów i sposobu ich eksploatacji w ograniczaniu
zużycia energii przez pojazdy kolejowe.
Seminarium „Techniczne, prawne i finansowe
aspekty zakupów i modernizacji taboru
kolejowego”. Warszawa, 22-23.03.2007
5
Andrzej Dębowski
Daniel Lewandowski
Politechnika Łódzka, Instytut Automatyki,
Zakład Techniki Sterowania
Przemysław Łukasiak
Z.E.P. ENIKA Sp. z o. o.
Napęd trakcyjny o obniżonej częstotliwości przełączeń
W artykule przedstawiono koncepcję trakcyjnego napędu z silnikiem asynchronicznym zasilanym z falownika napięciowego, pracującego z obniżoną częstotliwością przełączeń kluczy, zasilanego z sieci trakcyjnej wysokiego napięcia. Dla takich warunków pracy napędu zaprojektowano nowy, prądowo - napięciowy układ
sterowania. Algorytm sterowania napędu ma charakter prądowy (wektorowy) przy
niskich prędkościach obrotowych silnika, a napięciowy (skalarny) - przy wysokich
prędkościach. Zmiana rodzaju sterowania odbywa się płynnie i polega na bezuderzeniowym przełączaniu regulatorów prądu stojana przy przejściach między obiema strefami pracy napędu. W artykule przedstawiono wyniki badań symulacyjnych
i eksperymentalnych napędu asynchronicznego testowanego z silnikiem indukcyjnym o mocy znamionowej 250 kW.
Wstęp
Zastosowanie nowoczesnych, wysokonapięciowych
tranzystorów IGBT pozwala na wykorzystanie indukcyjnych silników asynchronicznych w napędach dla
pojazdów szynowych, pracujących w sieci trakcyjnej
o napięciu 3 kV. Głównym problemem konstrukcyjnym związanym ze stosowaniem falowników napięciowych do zasilania takiego napędu, jest ograniczona
ilość ciepła, którą mogą odprowadzić układy energoelektroniczne [5]. Straty cieplne można podzielić na
straty łączeniowe kluczy powstające wskutek przepływu prądu, oraz straty przełączeniowe wynikające
ze zmiany stanu. Pierwszy rodzaj strat wynika z mocy
dostarczanej do napędu, a jego wielkość wynika z
właściwości przewodności elektrycznej elementów
energoelektronicznych. Ich zmniejszenie zazwyczaj
nie jest już możliwe. Natomiast w przypadku strat
przełączeniowych, podstawową metodą ich zmniejszania jest obniżenie częstotliwości pracy falownika
do wartości zdecydowanie niższej niż 1000 Hz [4].
Jednakże w takich warunkach odkształcenia prądów i
napięć, występujące na zaciskach silnika, powodują
utrudnienia w prawidłowym działaniu regulatorów
prądu, stosowanych w przypadku znanych wektorowych algorytmów sterowania, chętnie stosowanych w
innych pojazdach szynowych, np. w tramwajach, czy
trolejbusach [1], gdzie częstotliwości przełączeń kluczy falownika mogą być znacząco wyższe niż 1000
Hz. Wynika to z faktu, iż wysokonapięciowe tranzystory IGBT są elementami wolnymi w stosunku do
niskonapięciowych tranzystorów IGBT, co powoduje
wydzielanie dużych ilości energii podczas przełączania.
6
Stosowanie rozwiązań opartych na regulacji prądu stojana w wysokonapięciowych napędach trakcyjnych jest jednak ze wszech miar wskazane, bowiem
istnieje potrzeba precyzyjnej kontroli rozwijanego
momentu. Ułatwia to panowanie nad stanem elektromagnetycznym silników. Problemy wynikające z obniżonej częstotliwości pracy falownika są szczególnie
istotne w przypadku średnich i dużych prędkości kątowych silnika, gdzie ilość możliwych przełączeń na
jeden obrót wału jest silnie ograniczona. Precyzyjna
kontrola prądu i strumienia z dużą dynamiką jest wtedy znacznie utrudniona. Ważna jest natomiast kontrola wartości średnich tych wielkości.
Tak więc, przy niskich prędkościach obrotowych
wału silnika, wymaganie obniżenia częstotliwości
przełączeń kluczy falownika nie jest szczególnie dotkliwym utrudnieniem, natomiast przy wysokich
prędkościach obrotowych – takie wymaganie obniżenia częstotliwości przełączeń kluczy praktycznie
uniemożliwia prawidłową pracę regulatorów prądu i
pociąga za sobą konieczność odejścia od sterowania
wektorowego i zastosowania zwykłego, skalarnego
sterowania prędkości silnika poprzez zadawanie odpowiednio kształtowanej fali napięcia w układzie
otwartym. Problemem, który dotąd nie został jeszcze
w sposób zadowalający rozwiązany, jest połączenie
obu sposobów sterowania w jedną całość tak, by
przejście pomiędzy tymi diametralnie różnymi strukturami sterowania odbywało się płynnie.
Rys. 1. Schemat blokowy falownikowego napędu trakcyjnego z silnikiem indukcyjnym i
sterowaniem prądowo-napięciowym.
Zasada sterowania prądowo-napięciowego silnika
indukcyjnego z wykorzystaniem stymulatora stanu
elektromagnetycznego
Znane dotychczas wektorowe metody sterowania
pracą silnika indukcyjnego, zasilanego z falownika
napięciowego, wykorzystują często do realizacji wyznaczonej fali prądowej regulatory prądu. Najczęściej
stosowane są regulatory typu PI z różnymi modyfikacjami, poprawiającymi ich właściwości dynamiczne,
np. ze zwykłą kompensacją siły elektromotorycznej
indukowanej w uzwojeniach stojana silnika, dodawaną do wyjść regulatorów prądu i odpowiednio wyliczaną w funkcji pomierzonej prędkości obrotowej
wału i zadawanej wartości wektora strumienia wirnika. Takie rozwiązanie pozwala na skuteczną kontrolę
prądu w uzwojeniach stojana przy założeniu, że częstotliwość przełączeń kluczy falownika jest wystarczająco wysoka. Jednak w układach wymagających
obniżonej częstotliwości przełączeń konieczne jest
odpowiednie rozłożenie poszczególnych impulsów w
czasie. Możliwość wykonania kilku przełączeń kluczy
falownika w trakcie jednego okresu fali prądowej oraz
znaczne odkształcenie w przebiegach stanowią znaczne utrudnienie dla pracy regulatora. Z kolei przy niskich prędkościach kątowych silnika regulacja prądu
nie stanowi większego problemu. Zmieniające się w
ten sposób warunki pracy określiły konstrukcję przełączalnego układu sterowania. W zakresie małych
prędkości kątowych będzie on realizował pełną kontrolę prądu, a przy wyższych prędkościach praca napędu regulowana jest za pomocą fali napięciowej.
Osiągnięcie wspomnianych wcześniej celów,
ważnych szczególnie dla napędów trakcyjnych, w
których precyzyjne sterowanie momentem wewnętrznym silnika jest istotne jedynie przy niskich prędkościach obrotowych silnika, a przy wysokich prędkościach wystarcza zwykłe sterowanie prędkością obrotową silnika poprzez zadawanie odpowiedniego napięcia stojana, jest w pełni możliwe dzięki zaproponowanej przez autorów nowej metodzie wektorowego
sterowania prądowo – napięciowego klatkowego silnika indukcyjnego, wykorzystującego w odpowiedni
sposób sprzężenie „w przód” od stymulatora elektromagnetycznego stanu silnika do wyjścia wektorowego
regulatora prądu stojana, co pokazano na rysunku 1.
Rozwiązanie to umożliwia pełną kontrolę stanu
elektromagnetycznego przy małej prędkości z wykorzystaniem regulatorów prądu, a przy zwiększeniu tej
prędkości, powyżej pewnej wartości następuje płynne
przejście do sterowania napięciowego, pozwalającego
jednak na kontrolę wartości średnich prądu i strumienia. Zmniejszenie odkształceń przebiegów prądów
fazowych uzyskano z wykorzystaniem specjalnego
modulatora wektorowego, odtwarzającego na zaciskach silnika napięcie stojana, zadawane przez odpowiedni układ predykcji wykorzystujący wewnętrzne
sygnały stymulatora stanu elektromagnetycznego
silnika i współpracujących z nim regulatorów prądu
stojana.
Metoda pośredniego sterowania momentem napędowym i strumieniem magnetycznym wirnika dla
klatkowego silnika indukcyjnego oparta na wykorzystaniu tzw. stymulatora stanu elektromagnetycznego i
wektorowego regulatora prądu stojana i przedstawiona
na rysunku 1, została już wielokrotnie zastosowana w
licznych napędach tramwajowych i trolejbusowych
(opisanych m.in. w pracach [1], [2] – np. w Łodzi,
Elblągu, Lublinie, Poznaniu, Gdyni, Gdańsku i w
Kownie). W niektórych przypadkach na wyjściu regulatorów prądu stojana wprowadzano prostą kompensację siły elektromotorycznej silnika (wyliczanej na
podstawie pomiaru jego prędkości obrotowej).
Przy niskich prędkościach obrotowych silnika zasilanego z falownika wysokonapięciowego, pracującego przy obniżonej częstotliwości przełączeń kluczy,
takie podejście okazało się niewystarczające. Zamiast
zwykłej kompensacji siły elektromotorycznej skuteczne okazało się zastosowanie odpowiedniego bloku
predykcji wektora napięcia stojana.
Schemat układu sterowania pośredniego, przedstawiony na rysunku 1, składa się z dwóch części:
wewnętrznej pętli regulacji prądu stojana i nadrzędnego układu pośredniego sterowania strumienia. Zadaniem układu nadrzędnego jest wytworzenie na pod7
stawie znajomości wartości momentu zadawanej na
wejściu układu sterowania, odpowiedniej wartości
zadanej wektora prądu dla podporządkowanego układu regulacji wektora prądu stojana silnika. Dla takiego
podejścia do problemu syntezy algorytmu sterowania,
w opisie modelu matematycznego silnika, celowe jest
przyjęcie układu współrzędnych związanego z wektorem prądu stojana tak, że oś rzeczywista pokrywa się
z wyznaczanym przez niego kierunkiem. Przyjęta
metoda sterowania pośredniego wektorem strumienia
wirnika wynika z analizy właściwości wprowadzonego wyżej modelu silnika opisanego w układzie współrzędnych zorientowanym względem aktualnego położenia wektora prądu stojana (rysunek 2).
Rys. 2. Opis wektora strumienia wirnika w przyjętym układzie
współrzędnych.
Wykorzystanie w omawianym napędzie zasady
wymuszania odpowiedniego przebiegu prądu stojana
zadawanego przez układ pośredniego sterowania silnika i realizowanego przez odpowiedni podporządkowany układ regulacji wektorowej oparte jest na podziale opisu modelu matematycznego części elektromagnetycznej silnika indukcyjnego na dwa podukłady
opisane w jednostkach względnych w wirującym
układzie współrzędnych:
Podukład I – wynika z równania napięciowego stojana, opisującego zależność prądu stojana od napięcia
stojana w obecności zakłóceń, przy użyciu współrzędnych kartezjańskich µ − ν związanych z wektorem
zadawanym prądu stojana.
w
*
1 di s

r 2* r
*
*
*
*
*
= − rs lr + r lm is + r lmψ r cos ψ rϕ + ωlmψ r sin ψ rϕ + lr u sµ
ω b dt
l
l


r
r
** r
*
*
*
*
*
0 = − wω s is + r lmψ r sin ψ rϕ − ωlmψ r cos ψ rϕ + l r u sν
lr
(1)
Podukład II - wynika z równania napięciowego
wirnika, opisuje zależność strumienia wirnika od prądu stojana i pulsacji poślizgu, przy użyciu współrzędnych biegunowych ⋅ − ϕ , także związanego z tym
samym wektorem zadawanym prądu stojana.
8
Zakłada się, że w rozważanym napędzie wielkościami sterującymi silnikiem zasilanym z falownika
napięciowego pracującego z lokalnym sprzężeniem
prądowym będą: amplituda prądu stojana i pulsacja
poślizgu, wpływające na amplitudę (moduł wektora)
strumienia wirnika i kąt obciążenia określający położenie wektora strumienia względem wektora prądu
stojana. Odpowiednie wartości zadane tych sygnałów,
pozwalające na uzyskanie w silniku zadanego
momentu napędowego powinny być wypracowane w
układzie pośredniego sterowania strumienia wirnika.
Nowe zmienne sterujące stymulatora wpływają
bezpośrednio na pochodne zadawanych składowych
wektora strumienia wirnika w układzie współrzędnych
biegunowych (nowe zmienne sterujące są sygnałami
wejściowymi modelu dynamicznego stymulatora
składającego się z dwóch integratorów)
*
l r 1 dψ r
= sψ
rr ω b dt
*
1 dψ r ϕ
= sϕ
ω b dt
(3)
Na podstawie równań (2), po uwzględnieniu
oznaczeń (3), mogą być wyznaczone: zadana wartość
prądu stojana i zadana wartość pulsacji wirnika, a po
uwzględnieniu pomiaru elektrycznej prędkości wału
silnika, może być wyznaczona zadana wartość prędkości kątowej z jaką wiruje układ współrzędnych odniesienia - związany z zadawanym wektorem prądu
stojana, w którym zadany wektor napięcia stojana
posiadać będzie dwie składowe – rzeczywistą i urojoną.
*
*
*
sψ = −ψ r + l mis cos ψ rϕ
r
* 1
*
*
sϕ = − r lm is
sin ψ rϕ − ω r
*
lr
ψr
(4)
Powyższe równania otrzymane na podstawie
równań różniczkowych (2) są już równaniami, na
podstawie których mogą być wyznaczone rzeczywiste
sygnały sterujące zespołem falownik-silnik. Po ich
przekształceniu, zadawane przez układ sterowania
pośredniego wartości modułu wektora prądu stojana i
pulsacji wirnika (tzw. pulsacji poślizgu), wyrażają się
wzorami
*
sψ 
ψr
* 

is =  1 +
 ψ *  l cos ψ *

r m
rϕ
*
1 dψ r
r * r
*
*
= − r ψ r + r lm is cosψ rϕ
ω b dt
lr
lr
*
1 dψ rϕ
r
* 1
*
*
= − r l m is
sin ψ rϕ − ω r
*
ω b dt
lr
ψr
Odpowiednie przekształcenie równań (1) i (2)
pozwala uzyskać opis wspomnianego wyżej stymulatora stanu elektromagnetycznego rozważanego silnika.
(2)
r
*
ωr = − r
lr
 sψ  *
1 +  tgψ rϕ − sϕ
 ψ* 

r
(5)
Rys. 3. Schemat blokowy układu pośredniego sterowania momentem i strumieniem wirnika.
Zadane napięcie stojana potrzebne do zrealizowania zadawanych
wartości prądu stojana i pulsacji wirnika można wyznaczyć na podstawie
równań (1) poprzez przyjęcie w nich, że na ich podstawie obliczane są
obie składowe napięcia stojana wyrażone w prostokątnym układzie
współrzędnych związanym z zadawanym prądem stojana
*
1 
1 dis 
rr 2  * rr
*
*
*
*
*


 rs lr + lm is − lmψ r cosψ rϕ − ωlmψ r sin ψ rϕ + w
u sµ =

ω
l r  
lr
l
dt

r

b
1
*
* r
*
*
*
*
u sν =  wω s is − r l mψ r sin ψ rϕ + ωl mψ r cosψ rϕ
lr 
lr



(6)
Pochodną modułu prądu stojana względem czasu, potrzebną do wyznaczenia składowej rzeczywistej napięcia stojana podanej w powyższym równaniu, można określić różniczkując po czasie prawą stronę
pierwszego równania w układzie równań (5).
Obserwacje zjawisk w silniku wskazują, że amplituda strumienia magnetycznego wirnika zmienia się zawsze na tyle wolno, że przy tego
rodzaju rozważaniach można pomijać jej drugą pochodną względem
czasu:
(
)
*
1 dis
1
*
*
≅ sψ
− is − tgψ rϕ sϕ
*
ω b dt
lm cos ψ rϕ
(7)
Otrzymane wyrażenie można już bezpośrednio wstawić do prawej
strony pierwszego równania w układzie równań (6), opisującym wartości
przewidywanych – dla spodziewanego stanu dynamicznego obciążenia
silnika – składowych wektora napięcia stojana, nadające się do uwzględnienia jako sygnały dokładnej kompensacji dokonywanej na wyjściach
regulatorów prądu stojana.
Wniosek 1: Jeżeli napęd ma pracować ze stałym wzbudzeniem czyli dla
ψ r* = const. , sψ = 0 , to pochodna zadanego modułu prądu stojana może
być przewidywana wyłącznie na podstawie drugiego składnika we wzorze (7). Badania symulacyjne pokazały, że rozbudowanie stymulatora o
tor dynamicznego zadawania modułu strumienia i dodanie pierwszego
składnika do toru zadawania napięcia nie wpływają znacząco na uzyskiwane przebiegi.
Wniosek 2: Dokładna estymacja wartości składowych wektora napięcia
stojana odpowiadających zadawanym dynamicznie wartościom momentu
silnika i jego stanu wzbudzenia
powoduje, że pętla wektorowej
regulacji prądu stojana pracuje
właściwie jako dodatkowa korekta
napięciowa dla sterowania, które
właściwie może odbywać się w
układzie otwartym – czyli sygnały
wyjściowe tych obu regulatorów
pozostają w dowolnej chwili praktycznie bliskie zeru, co przy niskich prędkościach pozwala na ich
aktywację i dezaktywację bez
wywoływania zaburzenia w pracy
układu napędowego.
Opisany wyżej układ sterowania pośredniego powoduje, że
zadawany moment napędowy
silnika, który dzięki odpowiedniej
realizacji technicznej sterowaniu
zostanie odtworzony przez silnik,
wyraża się następującym wzorem
l
**
*
m = − m ψ r is sin ψ rϕ
lr
(8)
Realizacja zmiany rodzaju sterowania z prądowego na napięciowe przy przejściu od małych
do dużych prędkości kątowych
Zapewnienie płynności sterowania momentem silnika indukcyjnego w pełnym zakresie zmian
prędkości obrotowej silnika w
sytuacji, gdy dla niskich prędkości
wymagane jest stosowanie wektorowej regulacji prądu stojana, a
przy wysokich prędkościach napięcie stojana zadawane ma być
bezpośrednio może być zrealizowane przy wykorzystaniu zaproponowanego algorytmu sterowania, ponieważ w czasie normalnej
pracy napędu regulatory prądu
można swobodnie włączać do
pracy i wyłączać nie powodując
nadmiernych zaburzeń w stanach
pracy silnika. Rozwiązanie problemu płynnego przełączania
struktury układu regulacji polega
na wykorzystaniu stymulatora
stanu elektromagnetycznego silnika indukcyjnego, stanowiącego
podstawę dotychczasowych układów sterowania w tramwajowych
i trolejbusowych asynchronicznych napędach ze sterowaniem
9
pośrednim momentu napędowego i strumienia magnetycznego wirnika, z wykorzystaniem predykcji wartości napięcia stojana silnika na podstawie wartości zadawanych wartości prądu stojana i pulsacji poślizgu.
Prognozowane w ten sposób wartości napięcia stojana
dodawane są do odpowiednich wyjść wektorowego
regulatora prądu (rysunek 4).
Odtwarzanie zadanego wektora napięcia stojana
przy obniżonej częstotliwości przełączeń kluczy
falownika
Sygnałem wyjściowym każdego układu sterowania w napędach falownikowych jest zawsze wektor
napięcia stojana, który ma być realizowany przez falownik napięcia z modulacją szerokości impulsu.
Zwykle znana jest również przy tym prędkość kątowa
układu odniesienia.
W przypadku napędów zasilanych np. z trakcji
tramwajowej możliwe jest uzyskanie stosunkowo
dużej częstotliwości przełączeń kluczy, rzędu 2 – 3
kHz. Pozwala to przyjąć założenie o ciągłości wektora
napięcia i pomijać wpływ zniekształceń wynikających
z impulsowej pracy falownika. W miarę zmniejszania
częstotliwości opóźnienia fazowe w realizacji wektora
napięcia i zniekształcenia w jego przebiegu odgrywają
na tyle istotną rolę, że należy je uwzględnić w algorytmie sterowania [6].
Podczas prac nad aplikacją tej metody w sterowniku wysokonapięciowego falownika trakcyjnego
głównym problemem realizacyjnym była niska częstotliwość pracy. W celu zapewnienia współpracy z falownikiem zaproponowano dodatkowy układ odsprzęgający – modulator napięcia stojana, przedstawiony na rysunku 4.
Zadaniem modulatora jest odtwarzanie na wyjściu falownika napięcia zadanego z uwzględnieniem
ograniczonej częstotliwości pracy. Modulator współpracuje z powszechnie stosowanym w mikroprocesorach układem MSI sterującym pracą falownika, zastępując dotychczasowy wektor zadany wektorem zastępczym i sygnałem częstotliwości pracy układu
MSI. Bardziej szczegółowy schemat struktury modulatora przedstawiono na rysunku 5.
Rys. 5. Struktura modulatora
Sygnałami wejściowymi modulatora są:
ωout – pulsacja napięcia stojana w jednostkach
względnych,
u* – zadany wektor napięcia stojana, określony w
stacjonarnym prostokątnym układzie współrzędnych.
Natomiast sygnałami wyjściowymi są:
fimp – częstotliwość pracy modulatora szerokości
impulsów,
uz – wyznaczony przez modulator w stacjonarnym
układzie prostokątnym wektor zastępczy.
Wewnętrznymi sygnałami stanu modulatora, są:
kν – ilość wektorów zastępczych,
Θ – kąt położenia wektora zadanego,
δ – kąt położenia wybranego wektora zastępczego,
fimp – podstawowa częstotliwość pracy układu MSI,
∆ fimp – korekcja częstotliwości układu MSI.
Modulator realizuje zadanie poprzez zastępowanie wektora zadanego u* sekwencją wektorów zastępczych uz (przykładowo pokazanych na rysunku 6).
Ilość wektorów zastępczych kν jest ściśle związana z
prędkością kątową wektora napięcia ωout. Ilość tych
wektorów wyznacza podstawową częstotliwość pracy
układu MSI określoną równaniem
f imp = f nom ⋅ k ⋅ ω
przy czym f imp ≤ f
v out
maks
(9)
gdzie: fmax – maksymalna częstotliwość pracy falownika (w rozpatrywanym przypadku 800 Hz), fnom –
znamionowa częstotliwość napięcia stojana (50 Hz).
Dodatkowo ilość wektorów zastępczych kν pochodzi z ograniczonego zbioru K
K = {6,12,18,...}
Rys. 4. Struktura układu sterowania wektorowego wraz z
proponowanym modulatorem
10
(10)
przy czym modulator wybiera wartość największą,
spełniającą jednocześnie równanie (9). Jest to równoznaczne z utrzymaniem wynikowej częstotliwości
pracy falownika, nie wyższej niż przyjęta wartość
maksymalna, i jednocześnie zapewnieniem całkowitej
ilości wektorów zastępczych. Podane w definicji (10)
dostępne liczby wektorów zastępczych pozwalają na
zmniejszenie zawartości wyższych harmonicznych w
przebiegach napięć i prądów fazowych silnika oraz
umożliwiają zachowanie symetrii względem osi układu współrzędnych [9].
Badania eksperymentalne zaproponowanego
układu sterowania zostały przeprowadzone z wykorzystaniem falownika trakcyjnego ENI-FEZT 500
firmy ENIKA współpracującego z silnikiem indukcyjnym LK450-X6 produkcji ZME EMIT S.A, o mocy znamionowej 250 kW. Wykorzystano algorytm
sterowania pośredniego ze stymulatorem stanu, a modulator został zrealizowany z wykorzystaniem układu
MSI wbudowanego w mikroprocesor z rodziny
dsPIC33. W trakcie badań przyjęto górną częstotliwość pracy układu MSI na 800 Hz, a zaimplementowany modulator odtwarzający wektor napięcia stojana
pozwalał na pracę w szerokim zakresie częstotliwości
wyjściowej falownika (0 – 100 Hz).
Rys. 6. Wektory zastępcze dla kν =12 i podział na sektory.
Wirujący wektor zadany napięcia u* jest realizowany poprzez sekwencję kolejnych wektorów zastępczych, wyznaczających dyskretne podziały kąta
położenia Θ . Wybór określonego wektora zastępczego o położeniu δ, odbywa się, jeśli wektor zadany
napięcia u* znajduje się wewnątrz sektora o szerokości kątowej ± ∆δ , stowarzyszonego z danym wektorem, czyli na podstawie nierówności
δ i − ∆δ i < Θ < δ i + ∆δ i
(11)
Rys. 7. Przebiegi symulacyjne prądu fazy A, napięcia
przewodowego AB i częstotliwości impulsowania..
gdzie: i – oznacza indeks danego wektora zastępczego.
Związek (9) pomiędzy liczbą wektorów zastępczych, a częstotliwością układu MSI można interpretować tak, że w trakcie jednego okresu impulsowania
jest realizowany dokładnie jeden wektor zastępczy.
Jego położenie jak i czas impulsowania jest wyznaczany tak, aby w trakcie okresu MSI wektor zadany
obracał się wewnątrz całego sektora związane z wektorem u*. W przypadku zmiany modulator wprowadza
korekcję częstotliwości podstawowej układu MSI.
która ma za zadanie doprowadzić do uzyskania zerowego średniego przesunięcia fazowego pomiędzy
zadawanym wektorem napięcia i jego realizacją.
Wyniki badań eksperymentalnych
Badania symulacyjne zostały przeprowadzone w
programie PSIM, w którym zaimplementowano rozważany układ sterowania prądowo-napięciowego.
Rozważania teoretyczne skupiały się na weryfikacji
matematycznych założeń pracy napędu. Jednym z
ważnych zagadnień było opracowanie metody wyznaczania wektora napięcia stojana w chwili dużej zmiany częstotliwości impulsowania. Szczególnie istotnym
problemem jest uzyskanie pracy synchronicznej modulatora napięcia po jej wystąpieniu. Przykładową
zmianę i jej wpływ na przebiegi przedstawiono na
rysunku 7. Wyniki symulacji potwierdziły przydatność proponowanej metody sterowania i pozwoliły na
rozpoczęcie badań na stanowisku doświadczalnym.
Rys. 8. Przebieg prądu (żółty) i napięcia (fioletowy) fazy A w
trakcie rozruchu bez obciążenia.
Rys. 9. Przebieg prądu (żółty) i napięcia (fioletowy)
fazy A przy mocy ok. 350 kW.
11
Na rysunku 8 przedstawiono przebieg prądu w
fazie A w trakcie rozruchu napędu od prędkości zerowej do 1,5 prędkości znamionowej (75 Hz). Widoczne
są wyraźne zmiany ekstremalnych wartości („szpilki”)
prądu wynikające ze zmiany częstotliwości pracy
układu MSI. W trakcie całego rozruchu została zachowana średnia amplituda prądu (ok. 75 A). W chwili odpowiadającej 1 sekundzie widoczna jest gwałtowna zmiana prądu, będąca wynikiem zbyt szybkiego
wyłączenia wektorowego regulatora prądu i włączenia
modulatora o zmiennej częstotliwości pracy. Na rysunku 9 przedstawiono przebiegi w trakcie pracy napędu z 40% przeciążeniem. W trakcie próby regulator
prądu został częściowo „osłabiony”, ale pozostawiono
działający modulator. Charakter przebiegu prądu dla
każdego okresu, jak i impulsów napięciowych jest taki
sam. Potwierdza to synchroniczną pracę modulatora
dla kν = 18 .
Podsumowanie
Zaproponowana przez autorów metoda jednolitego sterowania prądowo-napięciowego dla klatkowych
silników indukcyjnych zasilanych z falowników napięciowych, pozwalająca na płynne przechodzenie od
sterowania wektorowego z prądowym sprzężeniem
zwrotnym (przy niskich prędkościach obrotowych) do
sterowania skalarnego z bezpośrednim zadawaniem
napięcia stojana w układzie otwartym (przy wysokich
prędkościach obrotowych) może być stosowana w
dowolnych rodzajach napędu, ale szczególnie nadaje
się do zastosowania w przypadku falowników zasilanych ze źródeł wysokiego napięcia, gdy wymagana
jest szczególnie niska częstotliwość przełączeń kluczy
falownika.
Badania eksperymentalne tego rodzaju sterowania dokonane na stacjonarnym stanowisku badawczym, jak i w zmodernizowanym tramwaju Tatra firmy Modertrans wykazały pełną przydatność tej metody sterowania w napędach praktycznych.
Prace badawcze prowadzono w ramach Projektu
Operacyjnego Innowacyjna Gospodarka; Działanie
1.4-4.1
W ramach prac zostały zgłoszone wnioski patentowe:
− Sposób odtwarzania napięcia wyjściowego
falownika trakcyjnego pracującego z niską
częstotliwością przełączeń i modulatorem
napięcia wyjściowego falownika trakcyjnego
pracującego
z
niską
częstotliwością
przełączeń – P.393377,
− Sposób płynnego przełączania pomiędzy
sterowaniem wektorowym a skalarnym w
falownikowych napędach asynchronicznych
pracującego
z
niską
częstotliwością
przełączeń kluczy – P.393380,
− Sposób pośredniego sterowania wektorowego
falownikowych napędów asynchronicznych
12
−
−
−
wykorzystujących stymulator elektro-magnetycznego stanu silnika – P.393379,
Sposób regulacji prądu stojana w silniku klatkowym prądu przemiennego dla napędów
trakcyjnych oraz układ do regulacji prądu stojana w silniku klatkowym prądu przemiennego dla napędów trakcyjnych – P.393378,
Sposób syntezy kąta położenia zadanego
wektora prądu stojana silnika w asynchronicznym układzie napędowym z dyskretnym
pomiarem kąta położenia wirnika oraz układ
syntezy kąta położenia zadanego wektora
prądu stojana silnika w asynchronicznym
układzie napędowym z dyskretnym pomiarem
kąta położenia – P.393218.
LITERATURA
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
Chudzik P., Dębowski A., Lewandowski D.: Napęd
asynchroniczny ze sterowaniem momentu, Napędy i
sterowanie, miesięcznik naukowo-techniczny, Wyd.
Druk-Art., Racibórz, 2009, nr 4, 137 – 146
Chudzik P., Dębowski A., Lisowski G.: State Transitions in Vector Controlled AC Tram Drive, Proc. of
the12th Int. Power Electronics and Motion Control
Conf. EPE - PEMC 2006, Portoroż (Słowenia),
2006, 479-484
Dębowski A.: Pośrednie sterowanie w napędzie
elektrycznym przy wykorzystaniu stymulatora stanu,
Zeszyty Naukowe PŁ, nr 552, Wyd. Politechniki
Łódzkiej, Łódź, 1991
Holtz J., Beyer B.: Fast current trajectory tracking
control based on synchronous optimal pulsewidth
modulation, IEEE Trans. on Industry Applications,
Vol. 31, Issue: 5, 1995, 1110-1120
Holtz J.: Pulsewidth Modulation for electronic
power conversion, Proceedings of the IEEE, Volume
82, Issue 8, 1994, 1194-1214
Holtz J., Lotzkat W., Khambadkone A.M.: On continuous control of PWM inverters in the overmodulation range including the six-step mode, IEEE Trans.
On Power Electronics, Vol. 8, Issue: 4, 1993, 546553
Narayanan G., Ranganathan V.T.: Synchronised
bus-clamping PWM strategies based on space vector
approach for modulation up to six-step mode, Proc.
of the Int. Conf. on Power Electronic Drives and Energy Systems for Industrial Growth, Vol. 2, 1998,
996-1001
Narayanan G., Ranganathan V.T., Zhao D., Krishnamurthy H.K., Ayyanar R.: Space vector based hybrid PWM techniques for reduced current ripple,
IEEE Trans. on Industrial Electronics, Vol. 55, Issue: 4, 2008, 1614-1627
Salam Z.: An on-line harmonic elimination pulse
width modulation scheme for voltage source inverter,
Journal of Power Electronics, Vol. 10, No. 1, 2010,
43-50
Nickolai Kostin
Tatyana Mishchenko
Andrey Petrov
Dnepropetrovsk National University
of Railway Transport named after
Academician V. Lazaryan (Ukraine)
Oksana Reutskova
Dnepropetrovsk National University (Ukraine)
Non-productive losses of electric power in the networks
of traction power supply of main railways
A new method of correlation functions, determinations of power indexes and nonproductive (additional) losses of electric power in the traction electric systems of
direct-current have been suggested. Non-productive losses have been calculated for a
number of feeder areas. It has been shown that these losses are 6…15% of electric
power consumed by electric train.
1. Introduction
The preset work is continuation and development of
the researches [1] of efficiency of electric energy
processes in the system of electric traction of direct
current of main railways.
As it is generally known, at the power transmission
from traction substation to electric train, the losses of
active electric power have place in the wires of traction
network. These losses are called technological and can
be productive (basic) and non-productive (additional).
Productive losses are conditioned by a transmission of
only active power and they take place when the system
of electric traction works in a sine wave, symmetric
and stable mode by the nature of consumption. These
losses are necessary and inevitable for electric power
transmission. Therefore, they must be reduced to the
certain optimum level.
Non-productive losses are conditioned by a transfer in
wires of traction network of inactive power, that they
are related to a poor quality of electric power.
Therefore, the task of estimate of these losses (as the
component of general losses) and their reduction
practically to the zero is the major task to increase
efficiency of traction electric supple. Presently, as it is
generally known, there are not either devices or
methods of the direct measurement of not only nonproductive but also in general total technological
losses. Therefore, in this work the method of the
indirect (indirect) measurement of the investigated
losses is applied on the basis of experiment, in the real
conditions of exploitation, registered time dependences
of feeder voltages and currents.
2. Method of correlation functions of nonproductive losses determination
According to [1], non-productive losses of electric
power ∆Wad for the time interval τ are proportional
to the square of reactive power after Fryze QF2 :
QF2
P 2 ⋅ tg 2ϕ
(1)
⋅
τ
=
⋅
⋅τ ,
R
Σ
U2
U2
where RΣ - total (equivalent) resistance of a traction
network and substation;
U - effective value of feeder (substation) voltage;
P - transferrable active power;
tgϕ - coefficient of reactive power.
A similar formula is derived for basic, productive
losses ∆Wb .
As it follows from (1), the task of determination of
∆Wad is closely related to the task of determination of
inactive power, and the last one is not simple as feeder
tensions U (t ) and current I (t ) are random processes
(fig.1)
Formula [1] offers two methods to find powers QF ,
P : the method of discrete transformation of Fourier
and the «discrete electrical engineering» method. This
work offers a new method of correlation functions,
which is based on the known in the theory stationary
random processes, concepts of auto- and mutual
correlation functions [2, 3].
∆Wad = RΣ ⋅
13
a)
b)
Fig.1 - Time dependences of rectified feeder voltage (а) and current (b)
According to this theory, autocorrelation function
Ê U (τ ) of voltage u (t ) , as a stationary ergodic
random process, it is possible to write down as the
expectation of scalar work of the centring random
T
KU (τ ) =
1
[U (t ) − mU ]⋅ [U (t + τ ) − mU ]dt =
T ∫0
1
1
U (t ) ⋅ U (t + τ )dt −
T T∫
o
function U (t ) and it’s shifted for the interval of
correlation τ of the copy U (t + τ ) :
(2)
where mU - expectation of stationary random function
of voltage U (t ) (constant).
Similarly, the autocorrelation function Ê ² (τ ) of
random function of current Ê ² (τ ) is:
o
o

K I (τ ) = M  I (t ) ⋅ I (t + τ ) =


= M {[I (t ) − mI ]⋅ [I (t + τ ) − mI ]},
(3)
where m I - expectation of stationary random function
of voltage I (t ) (constant).
For stationary random processes in very wide terms
[2], the unbiased estimate of expectation Ì [ X (t )] of
any stationary function X (t ) is proved to be its mean
value by time x of realization by the duration T of
the function X (t ) , that’s
T
1
x(t )dt .
(4)
T ∫0
Then, in accordance with (4), expressions (2) and (3)
for correlation functions can be written as:
M [X (t )] = m x = x =
14
T
1
1
U (t ) ⋅mU dt − ∫ U (t + τ ) ⋅mU dt + mU2 ,
∫
T 0
T 0
Similarly,
−
o
o
o

K U (τ ) = M U (t ) ⋅ U (t + τ ) =


= M {[U (t ) − mU ]⋅ [U (t + τ ) − mU ]},
T
(5)
1
1
K I (τ ) = ∫ I (t ) ⋅ I (t + τ )dt −
TT
T
T
1
1
− ∫ I (t ) ⋅mI dt − ∫ I (t + τ ) ⋅mI dt + mI2 .
T0
T0
(6)
The autocorrelation function determines the law,
characteristic of only one process ( u (t ) or ³(t ) ) and is
used to find effective values of sizes. Indeed, at τ = 0
expressions (5) and (6) are:
T
KU (τ = 0) =
[
]
1
U 2 (t ) − mU2 = U 2 − mU2 , (7)
T ∫0
K I (τ = 0) =
1
T
∫ [I
]
T
2
(t ) − m I2 = I 2 − m I2 .
(8)
0
where U and I - effective values of voltage and
current, found with temporary realizations with the
duration Ò .
Taking into account (7) and (8), total power is
determined by autocorrelation function as
S =U ⋅I =
[K (τ = 0) + m ]×
× [K (τ = 0) + m ].
2
U
U
I
2
I
(9)
If in the expression (2) in order to replace the shifted
o
copy of voltage U (t + τ ) with the shifted copy of
=
1
T
T
∫ {[U (t ) − mU ]⋅ [I (t + τ ) − m I ]}dt =
(10)
QF =
=
I
=
2
I
− [K UI (τ = 0) + mU ⋅ m I ]2
( DU + mU2 ) ⋅ ( D I + m I2 ) −
− [K UI (τ = 0) + mU ⋅ m I ]
2
.
(16)
3. Results of numeral calculations and their analysis
0
T
=
1
U (t ) ⋅ I (t + τ ) dt −
T ∫0
T
−
2
U
U
o
current I (t + τ ) , we will get the mutual correlation
function of voltage with the current:
o
o

K UI (τ ) = M U (t ) ⋅ I (t + τ )  =


= M [(U (t ) − mU )⋅ (I (t + τ ) − m I )] =
(K (τ = 0) + m )×
× (K (τ = 0) + m )−
T
1
1
U (t ) ⋅ m I dt − ∫ mU ⋅ I (t + τ ) dt +
∫
T 0
T 0
T
+
1
mU ⋅ m I dt .
T ∫0
Similarly, if in the expression (2) to replace the shifted
o
copy of current I (t + τ ) with the shifted copy of
o
voltage U (t + τ ) , we will get the mutual correlation
function of current with the voltage:
o
o

K IU (τ ) = M U (t + τ ) ⋅ I (t ) .
(11)


At a temporary shift change equal to the zero,
formulas (10) and (11) determine energy of voltage
and current interaction, expressed by mutual
correlation functions:
With the use of the above-mentioned correlations
productive and non-productive losses of electric power
were estimated in the wires of traction network of
feeder zones in the areas of one of Ukrainian railways
electrified on a direct current (+3.0 кВ). With this
purpose we have got time dependences of the rectified
feeder voltage and currents, performed their crosscorrelation-spectral treatment and determined electric
indexes and losses of electric power ∆Wb and ∆Wad ,
daily dependences of which (in one of areas) are
presented in fig.2 but absolute and relative values in
three areas are given in Table.
T
KUI (τ = 0) =
1
U (t ) ⋅ I (t )dt − mU ⋅ mI , (12)
T ∫0
T
1
I (t ) ⋅ U (t )dt − mI ⋅ mU . (23)
T ∫0
At the same time it is also known that according to the
theoretical electrical engineering, active-power Ð is
determined as arithmetical mean of instantaneous
power p (t ) = U (t ) ⋅ I (t ) for the interval [0, T ]:
K IU (τ = 0) =
T
T
1
1
(34)
p (t ) dt = ∫ U (t ) ⋅ I (t )dt ,
T ∫0
T0
Comparing expressions (12) and (13) with the formula
(14) we come to the conclusion that active-power Ð is
determined by the mutual correlation function of
voltage with a current K UI (τ ) or current with voltage
P=
K IU (τ ) at a temporary shift τ = 0 as
Fig. 1 - Daily average (for one month) values of basic
and additional
∆Wad
∆Wb
losses of electric power in a traction
network of one of feeder areas
Fig. 2 and Table 1 shows that daily average values of
non-productive losses of electric power, at first,
exceed productive losses ∆Wb by many days.
Secondly, non-productive losses are 5.62…9.93 %
(and maximal values – up to 15 %) of consumed
(active) energy W by electro-mobile composition and
up to 140 % in comparison with productive losses.
Consequently, non-productive (additional) losses
exceed the productive losses of electric power almost
by 40 %.
P = KUI (τ = 0) + mU ⋅ m I .
(15)
Then inactive power after Fryze will be written as
15
Table 1
Daily average losses in areas
№
Types of electric power losses
№1
№2
№3
28685
37872
24462
п/п
1.
2.
3.
4.
5.
Consumable (active) electric power, W ,
kW/h
Productive (basic) losses,
∆Wb , kW/h
2085
2792
1357
Losses (additional) of loss,
∆Wad , kW/h
2850
3217
1362
Relation,
∆Wad
Relation,
∆Wad
∆W
,%
9.93
8.50
5.62
∆Wb
,%
136.7
116.2
100.4
4. Conclusion
Literature
1. General technological losses of electric
power in traction networks are necessary to divide into
productive and non-productive and estimate each of
these components.
2. In the current conditions of limitedness of
power resources, the most significant index of
efficiency of traction power supply must be the level
of non-productive losses of electric power.
[1]
16
[2]
[3]
Kostin N., Reutskova O. Reactive power and NONProductive losses of electroenergy in electric
transport of the direct current // Conference
Proceedings
“Modern
Electric
Traction”
(MET 2009), Poland, Gdansk, –2009. –p.14-18
Свешников А.А. Прикладные методы теории
случайных функций -М.: Наука, 1968. -463 с
Венцель Е.С. Теория вероятности -М.: Наука,
1969. -576 с
Adrian Augustin POP1,2,3
Frédéric GILLON1,2
Mircea M. RADULESCU3
1
Univ. Lille Nord de France, F-59000, Lille, France
2
EC-Lille, L2EP, F-59650, Villeneuve d'Ascq, France
3
Technical University of Cluj-Napoca, Special Electric
Machines and Light Electric Traction (SEMLET)
Research Laboratory, RO-400114, Cluj-Napoca, Romania
MODELLING AND DESIGN OPTIMIZATION OF A SMALL AXIALFLUX BRUSHLESS PERMANENT-MAGNET MOTOR FOR
ELECTRIC TRACTION PURPOSES
This paper presents the modelling and design optimization of an axial-flux brushless
permanent-magnet motor with one rotor-two stators configuration. This particular axialflux machine is suitable to traction applications. The reason is that, firstly, fixing of the
stators may be arranged reasonably easily; secondly, the topology with two stators is
able to operate even if one of its stators is electrically disconnected; thirdly, the axial
loading of bearings is small due to the symmetry of the motor structure. A prototype
machine was designed and manufactured for verifying the design optimization results.
In modelling of axial-flux brushless permanent-magnet
motors (AFBPMMs) the fastness and accuracy of the
computations are very important aspects. Using finiteelement (FE) field analysis, it is possible to consider 3D structure of the machine, but performing the
computations is often too time-consuming. In order to
evaluate quickly the performance of the AFBPMM,
the 2-D FE analysis, which is usually performed on the
average radius of the machine, is a time-saving option,
especially if the model will further be optimized. The
main idea of the design method is to subdivide the
AFBPMM into independent computation planes and to
use the average radius of the machine as a design
plane. This approach is sufficiently accurate to predict
the motor performance, if the magnet width is constant
with respect to the pole pitch, which is a function of
the stator radius.
In axial-flux machines, the airgap flux density is an
important design parameter, having notable effect on
the machine characteristics. Therefore, in order to
optimize the machine performance, the airgap flux
density must be determined correctly [1].
The airgap flux-density modelling method is based
on Fourier-series development. This technique enables
to identify the cross-coupling between different spatial
and temporal field components, and thus provides a
very useful insight into the relationship between
different design variables and machine performances.
First analysis is carried out for a slotless machine.
Therefore, the magnetic field produced by the magnets
in the airgap is a sum of spatial components. For the
second analysis, the effect of stator slots on the
magnetic field is accounted for. The solution is made
for distributed- winding AFBPMM.
The prototype machine is a three-phase AFBPMM
with one-rotor-two-stators topology and 4 pole-pairs.
The rated power of the machine is 0.3 kW and the
nominal rotational speed is 1500 rpm.
The permanent magnets (PMs) are of high-energy
NdFeB type, and are glued on the slots of the solidiron disk-rotor.
The material of the stator core is a fully-processed
electrical steel sheet M600-50A. The stator winding is
a conventional three-phase star-connected single-layer
lap winding.
I. 2-D AND 3-D FE SIMULATION
The basic idea of the design method is to subdivide the AFBPMM into independent computation
planes, and to use as the design plane that one of the
machine average radius. This approach is sufficiently
accurate to predict the motor performance.
The method of transforming the 3-D geometry of an
axial flux machine into a corresponding 2-D model via
a linear transformation is illustrated in Fig.1, b and c.
The 2-D representative design plane is set on the average radius of the AFBPMM [2].
The 2-D FE modelling based on Fourier-series development is further utilized in the AFBPMM design
optimization for traction applications. The optimized
motor performances are verified by comparison with
those of the built prototype AFBPMM.
II. SLOTLESS MACHINE SIMULATION
One of the most important features of the motor is
the airgap flux density. Therefore, in order to optimize
the machine performance, the airgap flux density must
17
Fig.1 (a) Structure of the AFBPMM under study; (b) 3-D FEmodel for one magnetic pole; (c) 3-D model reduced to 2-D
representative plane
be determined accurately.
Fig.2 displays the flux density distribution in
the AFBPMM under study. The AFBPMM was
simulated under no-load condition to monitor the
airgap flux pattern. Fig.4 shows the axial component
of the no-load air-gap flux density due to rotor-PMs in
the middle of the airgap plane.
equations in the air-gap. The frequency spectrum of
flux density is presented in Fig.3. It shows that the
main harmonic in the flux-density spectrum is the
first-order harmonic and then the third harmonic.
Fifth- and seventh-order airgap flux-density harmonics
are also significant.
In axial-flux permanent magnet machines, there is
an axial non-compensated force between rotor
magnets and stator teeth. Fig.4 depicts schematically
this axial force, while Fig.5 stands out the rotor-PM
distribution. There are two rotor-PMs for each
magnetic pole, having different positions with respect
to the stator teeth. The axial force fluctuations
correspond to the angular recurrence of these relative
pole-teeth positions.
Fig.4 Schematic representation of axial forces
in the AFBPMM under study.
Fig.2 Flux-density distribution in the airgap
of the AFBPMM under study.
Fig.5 One of the two stators and the rotor with its
PM arrangement.
Fig.3 Frequency spectrum of the flux-density harmonics
of the AFBPMM under study.
An extended modelling method is based on
Fourier-series development. This technique considers
the time-space distribution of electromagnetic
variables so that it enables to identify the crosscoupling between different spatial and temporal field
components. Therefore, it provides a very interesting
insight into the correlation between different design
variables and machine performances.
The shape of the spatial waveform is defined by
solving in polar coordinates the magnetic potential
18
Fig.6 Magnetic potential distribution in the stator core.
Fig.7 Frequency spectrum of the stator-core
magnetic-potential harmonics.
The magnetic potential distribution computed in
several points of the stator core is represented by
Fig.6. The frequency spectrum of magnetic potential
harmonics is presented in Fig.7. Here, the dominant
harmonic is the first-order harmonic, followed by odd
harmonics of third, fifth and seventh orders.
III. SLOTTING EFFECT
The effect of stator slots on the no-load magnetic
flux distribution is investigated. The airgap flux
density always drops at stator slot openings, and this
effect has a significant influence on the values of the
flux and back-emf. For this reason, it is important to
accurately model the airgap flux density.
The maximum flux of a certain pole can be found
when a rotor-PM is located so that its centerline is
coincident with that of a stator tooth. Accordingly,
integrating the positive flux pulse under the tooth
gives the maximum flux per pole.
The 2-D representation of one pole of the
AFBPMM machine and the no-loadmagnetic flux
distribution in the airgap are shown in Fig.8.
Fig.9 presents the angular variation of the airgap
magnetic flux density due to the rotor-PMs.
Fig.9 Airgap magnetic flux-density due to rotor-PMs.
IV. OPEN-CIRCUIT NO-LOAD BACK-EMF
A comparison between FE-computed flux-related
values and the experimental ones is provided. Hence,
no-load tests were performed under open-circuit (generator-mode) conditions using the DC machine drive
as a prime mover. The no-load test was done to evaluate the back-emf and to measure the armature-winding
resistance and inductance.
The back-emf measurements were carried out for a
nominal speed of 1500 rpm. The voltage measurements are made with the high-precision voltage oscilloscope probe. The test results captured on the oscilloscope are presented in Fig.10. The open-circuit backemfs at no-load for clockwise and counter-clockwise
rotation are presented in Fig.11 and Fig.12, respectively. Both back-emf waveforms are comparatively
shown in Fig.13.
The FE-computed (using Opera 2D software)
back-emf is presented in Fig.14.
The simulated and experimental results are in
good agreement, as proven by Fig.15.
Fig.10 Experimental open-circuit (no-load ) back-emf waveform
captured on the oscilloscope
V. CONCLUSIONS
Fig.8 No-load magnetic flux distribution for one PM-rotor pole.
A small double-sided AFBPMM has been presented in this paper. To verify the effectiveness of the
design tool, as well as to get manufacturing expertise a
prototype machine was constructed.
19
For the built prototype AFBPMM, the back-emfs,
armature-winding resistance and inductance parameters were measured under open-circuit (no-load) condition.
FE field analysis models have been developed to
predict the AFBPMM flux density distribution and
developed torque. FE-computed and measured results,
for the open-circuit (no-load) back-emf have been
compared, showing good agreement.
The prototype AFBPMM proposed in this paper
appears potentially suitable for light electric traction
and automotive applications.
REFERENCES
Fig.13 Comparative experimental open-circuit (no-load ) backemfs for clockwise and counter-clockwise rotation.
20
[1] A.Egea, G.Almandoz1, J.Poza and A.Gonzalez, “Analytic
Model of Axial Flux Permanent Magnet Machines
Considering Spatial Harmonics”, International Symposium
on Power Electronics, Electrical Drives, Automation and
Motion – SPEEDAM 2010.
[2] Parviainen, A., Niemelä, M., Pyrhönen, J., 2003a.
“Analytical, 2D FEM and 3D FEM modeling of PM axial-flux
machines ”, Proceedings of 10th European Conference on
Power Electronics and Applications – EPE 2003, CD-ROM.
[3] J. F. Gieras, R. Wang, and M. J. Kamper, “Axial Flux
Permanent Magnet Brushless Machines”, 2004 Kluwer.
[4] N. Chaker, I. B. Salah, S. Tounsi and R. Neji, “Design of
Axial-Flux Motor for Traction Application” Journal of
Electromagnetic Analysis and Applications, 2009, 2, pp. 7383.
[5] Seyyed Mehdi Mirimani, Abolfazl Vahedi, “Developing a 3DFEM Model for Electromagnetic Analysis of an Axial Flux
Permanent Magnet Machine” Journal of Electromagnetic
Analysis and Applications, 2010, 2, pp.258-263.
[6] S. Tounsi, F. Gillon, S. Brisset, P. Brochet, R. Neji, “Design
of an axial flux brushless DC motor for electric vehicle”,
Proceedings of International Conference on Electrical
Machines – ICEM 2002,
CD-ROM.
[7] Z. Zhang, F. Profumo, A. Tenconi, "Design of an axial flux
interior PM synchronous motor with a wide speed range",
Proceedings of International Conference on Electrical
Machines – ICEM 1996, Vol. III, pp. 273-278.
[8] Brushless Permanent Magnet Motor Tutorial, Flux 2D
version 7.5, Cedrat, March 2001.
[9] A. Parviainen, “Design of Axial-flux Permanent Magnet Lowspeed Machines and Performance Comparison between
Radial-flux and Axial-flux Machines”, Ph.D. Thesis,
Lappeenranta University of Technology, Finland, 2005
[10] C.H. Lim, G. Airoldi, J.R. Bumby, R.G. Dominy, G.I. Ingram,
K. Mahkamov, N.L. Brown, a Mebarki, and M. Shanel,
“Experimental and
CFD investigation of a lumped parameter thermal model of a
singlesided, slotted axial flux generator,” International
Journal of Thermal Sciences, vol. 49, Sep. 2010, pp. 17321741.
[11] Z.Q. Zhu, D. Howe, E. Bolte and B. Ackermann,
"Instantaneous Magnetic Fiel Distribution in Brushless
Permanent Magnet DC Motors I: Open-circuit Field", IEEE
Transactions on Magnetics, vol. 29, no. 1, pp. 124-135, 1993
[12] S. Tounsi, “Modélisation et optimisation de la motorisation et
de l’autonomie d’un véhicule électrique,” Thèse de doctorat,
Ecole Nationale d’Ingénieurs de Sfax, Tunisia, 2006.
Mirosław Lewandowski
Politechnika Warszawska
Analiza zjawisk w obwodzie elektromechanicznym
pojazdu trakcyjnego wywołanych poślizgiem kół
W artykule przedstawiono model matematyczny układu napędowego pojazdu
trakcyjnego. Umożliwia on obliczenie siły powstającej na styku koło-szyna podczas
zmian wartości współczynnika przyczepności. Osiągnięcie maksymalnej wartości siły
pociągowej wymaga kontroli wartości siły powstającej na styku koło-szyna Celem
układu sterowania jest dostosowanie momentu napędowego do wartości
zapewniającej stabilną prace pojazdu. Pomiar siły powstającej na styku koło-szyna
jest technicznie trudny, dlatego do określenia tej siły stosujemy obserwator.
Obserwator na podstawie parametrów układu oraz momentu napędowego oblicza
wartość siły powstającej na styku koło-szyna.
1. Wstęp
Ruch pojazdów trakcyjnych odbywa się na skutek momentu elektromagnetycznego silnika napędowego działającego poprzez układ przeniesienia momentu na koła napędowe oraz siły powstającej na styku koło-szyna nazywanej siłą przyczepności. Opracowany model przyjętego systemu wykorzystany jest do
badań procesów przejściowych powstających w elektromechanicznym układzie napędowym pojazdu trakcyjnego szczególności do analizy zjawisk związanych
z poślizgiem kół napędowych. Zakładając równomierne obciążenia osi lokomotywy i równość nacisków na
koła oraz jednakowe momenty wytwarzane w silnikach, model napędu lokomotywy odniesiony został do
jednej osi. Dla zapobieżenia poślizgowi rozwiniętemu
kół napędowych istotna jest informacja dotycząca siły
przyczepności, której wartość jest zmienna i zależna
od wielu czynników.
2. Równanie dynamiki modelu mechanicznego szynowego pojazdu trakcyjnego
Równania opisujące dynamikę ruchu dla szynowego pojazdu trakcyjnego poruszającego się ruchem
prostoliniowym po torze poziomym, składającego się z
lokomotywy i wagonów ma postać:
(m lok + m w )&l& = − Fh + Fp
J kω& k = M n − Fp Rk
(1ab)
gdzie:
Fp -siła pociągowa pojazdu, siła powstająca na styku
koło-szyna (Fp-siła trakcyjna odniesiona do osi zestawu),
Fh -siła oporów ruchu pojazdu w funkcji prędkości,
siła która odwzorowuje siłę oporów ruchu szynowego
pojazdu trakcyjnego przyłożoną do środka jego masy,
Jk -moment bezwładności mas wirujących sprowadzony do osi wózka z uwzględnieniem przełożenia zp
przekładni,
l -przemieszczenie pojazdu trakcyjnego,
Mn – moment napędowy pochodzący od momentu
elektromagnetycznego silnika (Me) silnika z uwzględnieniem przełożenia zp przekładni (Mn=Mezp),
m lok -masa lokomotywy,
m w -masa wagonów,
&l = v – prędkość pojazdu, prędkość środka koła,
Rk –promień koła,
ωk – prędkość kątowa koła.
Opory ruchu pojazdów szynowych są spowodowane
przede wszystkim tarciem oraz oporami aerodynamicznymi. Opory ruchu są określone siłą, która ze
względu na dyssypacyjny charakter opisywana jest
funkcją prędkości pojazdu. Siła oporów ruchu pojazdu
w funkcji prędkości aproksymowana jest zwykle wielomianem drugiego stopnia o postaci
Fh (v l ) = a 0 + a 1v + a 2 v 2
(2)
gdzie:
Za pomocą współczynników ao, a1, a2 charakteryzuje się warunki ruchu oraz właściwości pojazdu
wpływające na opory ruchu.
2.1 Model współpracy koła z szyną
Zakładamy, że zaburzenia ustalonego ruchu obrotowego układu mogą być spowodowane jedynie wymuszeniami zewnętrznymi: Mn (moment napędowy pochodzący od silnika), Mk (momenty działające na
zestaw kołowy pochodzące od sił powstających na
styku koło-szyna -Fp). Model współpraca koła z szyną
21
jest określony związkiem między stanem kinematycznym koła a siłą powstającą na styku koła z szyną. Na
rys. 1 przedstawiono wielkości opisujące współprace
koło napędowe-szyna
v
Mn
Mk
ωk
vp
Fp
Rys.1 Ilustracja współpracy koło napędowe-szyna
Mk – moment działający na koło powstający od siły Fp
Qk –siła nacisku koła na szynę,
Prędkość poślizgu (poślizg) koła definiujemy następująco:
v p =R k ω k − v
(3)
Wielkością charakteryzującą współpracę koła z szyną
jest współczynnik przyczepności. Na wartość tego
współczynnika wpływa wiele parametrów charakteryzujących warunki współpracy koła z szyną. Należą do
nich między innymi:
-stan kinematyczny koła,
-fizykochemiczne cechy układu koło-szyna,
-warunki otoczenia.
Wyniki wielu badań wskazują na zależność wartości
współczynnika przyczepności od stanu kinematycznego koła. Dlatego najczęściej do opisu układów napędowych pojazdów trakcyjnych podawana jest zależność współczynnika przyczepności od poślizgu koła
napędowego. Istnieje szereg publikacji zawierających
wyniki obliczeń teoretycznych i pomiarów dotyczących relacji pomiędzy współczynnika przyczepności a
poślizgiem. Zawierają one wyniki badań współczynnika przyczepności dla różnych przedziałów prędkości
pojazdu, określonych warunków atmosferycznych.
Pomiary pokazały również, że ze wzrastającą prędkością pojazdu prędkość poślizgu przy której następuje
maksymalna wartość współczynnika przyczepności
wzrasta. Istotna cechą przebiegu współczynnika przyczepności w funkcji poślizgu jest to, że jego maksymalna wartość następuje wtedy gdy vp równa się wartości vk. Po przekroczeniu przez poślizg wartości vk
następuje spadek współczynnika przyczepności, co w
konsekwencji prowadzi do rozwiniętego poślizgu kół i
niestabilności układu napędowego [5].
W zakresie wartości poślizgu mniejszego od vk, wraz
ze zmniejszeniem poślizgu maleje wartość współczynnika przyczepności - jest to zakres stabilny charakteryzujący klasyczny poślizg koła napędowego. Dla małych prędkości pojazdów wielu badaczy przyjmuje
zależność współczynnika przyczepności od poślizgu
wyrażonego przez prędkość poślizgu koła. Na podstawie badań literaturowych, w niniejszej pracy autor
22
Rys.2. Zależność pomiędzy siłą przyczepności a poślizgiem
przyjął, że wartość współczynnika przyczepności jest
nieliniową funkcją prędkości poślizgu (vp) stanu szyn
( µ s ), prędkości pojazdu v.
µ = g µ ( v p , µ s v)
(4)
gdzie:
µ s - wartość współczynnika dla v=vk
Siła wytworzona na styku koło-szyna opisana jest
wyrażeniem
Fp = Qk µ (v p )
(5)
Dla obliczeń trakcyjnych maksymalna wartość współczynnika przyczepności i siły na styku koło-szyna
wskazuje, że największa wartość przyspieszenia pojazdu jest ograniczona właśnie przez tą siłę.
3.1 Obszar stabilny
Do opisu zjawisk występujących na styku koło-szyna
przy skokowej zmianie współczynnika przyczepności
na odcinkach toru odpowiednio l1, l2 i l3. przyjęto
model opisany równaniami 1ab. Na odcinkach toru l1
i l 3 zależność siły powstającej na styku koło-szyna od
poślizgu koła aproksymowana jest krzywą kµ1 –szyny
suche, natomiast na odcinku l 2 krzywą kµ2 –szyny
mokre (rys. 2). Krzywe kµ1 i kµ2 zależne są od
współczynnika przyczepności µ i nacisku zestawu
kołowego na szynę Qk. Koło napędowe pojazdu ma
prędkość kątową ω k , a środek koła porusza się z
prędkością v. Na koło działa poprzez przekładnie
moment Mn wytworzony w silniku napędowym
pojazdu. Moment powstający od siły Fp wytworzonej
na styku koło-szyna ma wartość Mk. W przypadku gdy
momenty M n i M k równoważą się prędkość kątowa
koła nie ulega zmianie. Przyjmijmy, że gdy koło
znajduje się na odcinku l1 wartość poślizgu koła
wynosi vp1 , a wartość siły powstającej na styku kołoPOJAZDY SZYNOWE NR 3/2011
szyna na odcinku l1 aproksymowana jest krzywą kµ1 i
wynosi FA (rys. 3, pkt. A). Moment powstający od
siły FA, ma wartość MkA, prędkość kątowa koła jest
stała (Mn i MkA równoważą się). Gdy chwili t1 koło
pojazdu wjeżdża na nowy odcinek l2 (szyny mokre),
następuje skokowa zmiana wartości współczynnika
przyczepności i siły z wartości FA na FB (skok z pktu
A do B, rys. 3), gdyż na odcinku l2 zależność siły
powstającej na styku koło-szyna od poślizgu
aproksymowana jest krzywą kµ2.
wpływa na zmianę przyspieszeń kątowych koła, oraz
momentów w układzie przeniesienia momentu z silnika na koła napędowe pojazdu.
Rys. 4. Przebieg siły koło-szyna przy zmianie współczynnika
przyczepności w funkcji czasu
3.2 Obszar niestabilny
Rys. 3. Przebieg siły koło-szyna w funkcji poślizgu przy
zmianie współczynnika przyczepności
Moment o wartości MkB powstający od siły FB jest
teraz mniejszy od momentu Mn i prędkość kątowa koła
zwiększa się. Poślizg koła będzie dążył do wartości
takiej, dla której wartość siły wytworzonej na styku
koło-szyna i powstający od niej moment będzie równy
momentowi Mn a zatem zwiększa się poślizg koła z
wartości vp1 do wartości vp2 (z punktu B do C, rys. 3).
Powstaje wtedy nowy punkt pracy koła (pkt. C rys. 3)
opisany przez poślizg vp2 i siłę FC na krzywej kµ2.
Moment powstający od siły TC równoważy wtedy
moment M n .W chwili t 2 koło pojazdu wjeżdża ponownie na szyny suche (odcinek l3), następuje skokowy wzrost wartości współczynnika przyczepności.
Zależność siły powstającej na styku koło-szyna od
poślizgu koła opisana jest ponownie krzywą kµ1. W
momencie zmiany (chwila t 2 ) współczynnika przyczepności, wartość siły zmieni się z FC na FD (rys. 3 z
pktu C do D). Moment pochodzący od siły FD ma wartość MkD i jego wartość jest większa od wartości momentu napędowego Mn. Ze względu na relację pomiędzy momentami Mn i MkB następuje zmniejszenie
prędkości kątowej koła i spadek poślizgu do wartości
vp1. Powracamy do punktu pracy zaznaczonego literą
A na krzywej kµ1, którego współrzędne to poślizg vp1 i
siła TA (rys. 3). Skutkiem przejazdu koła przez odcinek o innym współczynniku przyczepności (szyny
suche - szyny mokre - szyny suche) jest zmiana wartości chwilowej siły powstającej na styku koło-szyna co
Moment napędowy ma wartość Mn. Przyjmijmy, że
gdy koło znajduje się na odcinku l1 wartość poślizgu
koła wynosi v3, a wartość siły powstającej na styku
koło-szyna na odcinku l1 aproksymowana jest krzywą
kµ1 i wynosi FA (rys. 5). Moment powstający od siły
FA ma wartość MkA, prędkość kątowa koła jest stała
(Mn i MkA równoważą się). Gdy chwili t1=1.1sek koło
pojazdu wjeżdża na nowy odcinek l2 (szyny mokre),
następuje skokowa zmiana wartości współczynnika
przyczepności i siły z wartości FA na FB (skok z pktu
A do B, rys. 5), gdyż na odcinku l 2 zależność siły
powstającej na styku koło-szyna od poślizgu aproksymowana jest krzywą kµ2. Moment o wartości MkB powstający od siły FB jest teraz mniejszy od momentu
Mn i prędkość kątowa koła zwiększa się. Poślizg koła
będzie zwiększał swoją wartość do chwili gdy Mn i Mk
będą równe. W 1.33 sekundzie poślizg osiąga wartość
dla której siła FB osiąga maksymalną wartość dla przyjętych warunków jazdy (szyny mokre). Powstający
moment ma jednak mniejszą wartość od momentu Mn
a różnica pomiędzy wartością Mn i Mk będzie zwiększać się, (znajdujemy się w obszarze w którym wraz
ze wzrostem poślizgu maleje wartość siły koło-szyna)
powodując wzrost wartość przyspieszenia kątowego
koła i jego prędkość kątową. Zmniejszająca wartość
siły koła szyna wpływa dodatkowo na spadek prędkości pojazdu co w konsekwencji zwiększa wartość poślizgu. Poślizg koła znajduje się w obszarze poślizgu
rozwiniętego.
Jedynym sposobem zahamowania tego niebezpiecznego procesu jest spadek wartości momentu napędowego wytwarzanego w silniku napędowym pojazdu
trakcyjnego.
23
Rys.6. Przebieg siły koło-szyna i jej estymaty przy
zmianie momentu napędowego dla h=100
Rys. 5. Przebieg siły koło-szyna przy zmianie wartości
współczynnika przyczepności w funkcji poślizgu
4 Obserwator siły przyczepności.
Przez F̂p oznaczmy estymatę siły powstającej na
styku koło-szyna. Błąd pomiędzy wartością estymowaną a rzeczywistą siły Fp oznaczmy przez
e= F̂p -Fp
(6)
Żądamy aby błąd e był zerowy w dłuższym odcinku
czasu [2]. Chcemy to osiągnąć poprzez następujący
warunek
e& + h 1e = 0
(7)
Oczywiście chwilowo może on być spełniony dla e≠0
ale jest to przypadek szczególny a nie rozwiązanie
ogólne takiego zagadnienia. Wykorzystując równana
& = 0 otrzymujemy
1b i 6 oraz 7 zakładając, że F
p
równanie różniczkowe pozwalające na obliczenie
estymaty siły przyczepności
)
) hM
hJ
F& p = − h1 Fp + 1 n − 1 k ω& k
Rk
Rk
(8)
gdzie: gdzie h1 –stała obserwatora
Założenie odcinkami stałej siły pociągowej Fp podczas
symulacji pozwala na określenie prędkości ustalania
się estymaty w stanach dynamicznych. Na rys. 6 i 7
)
przedstawiono przebieg wartości Fp i Fp obliczonej
dla skokowej zmiany momentu napędowego przy
h1=100 i h1=10.
Rys.7. Przebieg siły koło-szyna i jej estymaty przy
zmianie momentu napędowego dla h=10
po zmianie przyczepności koła. W obserwatorze z
filtrem Kalmana dokonuje się tego na podstawie
parametrów statystycznych z uwzględnieniem
dynamiki układu [1 3 7].
Literatura
1.
2.
3.
4.
5. Podsumowanie
Jak wynika z wykresów rys.6, rys.7 w pierwszym
przypadku estymata ustala się szybciej niż w drugim.
Ma to znaczenie dla układu rzeczywistego bowiem w
pierwszym przypadku estymata jest wrażliwa na
szybkie zakłócenia oddziałujące na układ, a w drugim
przypadku reaguje ze znacznym opóźnieniem w
stosunku do istotnych zmian stanu układu. Dlatego
trzeba wybrać kompromis pomiędzy nadmiernym
wpływem zakłóceń, np. pomiarowych, na chwilową
wartość estymaty a powolnym ustalaniem się estymaty
24
5.
6.
7.
Athans M., Falb P.L.: Sterowanie optymalne. Wstęp do teorii
i jej zastosowania, PWN 1978.
Kadowaki S., Ohishi K., Miyashita I., Yasukawa Y.: “Antislip/skid Re-adhesion Control of Electric Motor Coach Based
on Disturbance Observer and Sensor-less Vector Control”,
EPE Journal, Vol.16, No.2, pp7-15 (2006-5.)
Lewandowski M., Analiza zjawisk elektromechanicznych w
szynowym pojeździe trakcyjnym z uwzględnieniem zmian
współczynnika przyczepności kół napędowych. Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej Warszawa 2009.
Ohishi K., Kadowaki S., Simuzu Y., Sano T., Yasukawa S.,
Koseki T., Anti-slip Readhesion Control of Electric Commuter
Train Based on Disturbance Observer Considering Bogie
Dynamics. EEE Industrial Electronics, IECON 2006 - 32nd
Annual Conference on Nov. 2006, s. 5270-5275.
Polach O.: Creep forces in simulations of traction vehicles
running on adhesion limit. 6th International Conference on
Contact Mechanics and Wear of Rail/Wheel Systems
(CM2003) ,Gothenburg, Sweden June 10-13 2003, s. 279-285.
Shimizu Y., Ohishi K., Sano T., Yasukawa S., Koseki T.:
“Anti-slip/skid Re-adhesion Control Based on Disturbance
Observer Considering Bogie Vibration”, Proc. of PCC Nagoya 2007 – The Fourth Power Conversion Conference, Nagoya, Japan, pp.1376-1381 (2007-4).
Takahashi Y., Rabins M.J., Auslander D.M.: Sterowanie i
systemy dynamiczne. WNT 1976.
Sławomir Judek
Krzysztof Karwowski
Politechnika Gdańska,
Wydział Elektrotechniki i Automatyki
Lech Lipiński
Mirosław Miszewski
PESA Bydgoszcz S.A.
Modelowanie i symulacja napędów elektrycznych
kolejowych pojazdów trakcyjnych z silnikami indukcyjnymi
W artykule zaprezentowano model trakcyjnego układu napędowego dla elektrycznego pojazdu kolejowego. Model utworzono w środowisku Matlab/Simulink. Odwzorowuje on działanie silników indukcyjnych z algorytmem sterowania silnika
według metody polowo-zorientowanej RFOC z regulatorami prądów typu PI z
ograniczeniami sygnałów wyjściowych. Model sparametryzowano oraz przetestowano w zakresie poprawności działania. Uzyskane wyniki symulacyjne zweryfikowano z przebiegami rzeczywistymi uzyskanymi podczas jazdy na odcinku testowym. Opracowany model umożliwia wygodną analizę parametrów pojazdu. Wyznaczono energochłonność pojazdu z uwzględnieniem wpływu parametrów sterowania.
Wstęp
Nowoczesne pojazdy sieciowe, a w szczególności
elektryczne zespoły trakcyjne (EZT), charakteryzują
się wzrostem pobieranej mocy z sieci trakcyjnej oraz
wysoką złożonością napędu energoelektronicznego.
Zawansowane metody sterowania napędem i całym
pojazdem oraz wysokie wymagania jakości regulacji i
niezawodności pracy wymuszają szczegółową analizę
pracy EZT, zwłaszcza że pojazdy te charakteryzują się
dużą dynamiką jazdy. Dodatkowo parametry elektryczne zasilania trakcyjnego oraz napędu wnoszą
ograniczenia i są wzajemnie powiązane [2, 6].
Analiza układu napędowego nowoczesnego EZT
wymaga opracowania modeli matematycznych odwzorowujących poszczególne komponenty napędu
oraz zdefiniowania ich wzajemnych powiązań. W
literaturze, w zależności od problematyki analizy,
spotyka się modele o zróżnicowanym stopniu dokładności [1, 2, 6]. Z jednej strony są prezentowane złożone modele odwzorowujące różne metody sterowania
silnikami trakcyjnymi, nawet wraz ze współpracą z
przekształtnikami energoelektronicznymi czy mechanicznym układem transmisji momentu [2, 5]. Komputerowe obliczenia symulacyjne w tych przypadkach są
czasochłonne, zwłaszcza dla symulacji pracy przekształtnika energoelektronicznego, charakteryzującego się dużą szybkością zmian napięcia. Prowadzi to
do znacznego skracania kroku całkowania numerycznego i wydłużania czasu obliczeń numerycznych. Z
drugiej strony zachodzi potrzeba wykonywania obliczeń związanych z analizą współpracy zasilania trakcji z poruszającymi się pojazdami. Dotychczasowe
metody opierają się na tzw. „przejeździe teoretycznym”, uwzględniającym parametry napędu jedynie w
postaci ogólnej charakterystyki trakcyjnej pojazdu [6].
Wzrost szybkości obliczeń komputerowych umożliwia przeprowadzenie symulacji ruchu pojazdów na
podstawie dokładniejszych modeli układu napędowego niż jego charakterystyka trakcyjna. Przykładową
analizę zaprezentowano dla modelu układu napędowego elektrycznego zespołu trakcyjnego ED-74 opierając się na wektorowym sterowaniu polowozorientowanym dla silników indukcyjnych [5]. Zaimplementowano metodę sterowania wektorowego napędu dla ciągłego układu dynamicznego, tj. bez przekształtników
energoelektronicznych.
Konwersja
zmian parametrów energii prądu stałego DC dostosowana jest do parametrów przebiegów zmiennoprądowych AC dla harmonicznej podstawowej, gdyż nie
modeluje się sterowania impulsowego PWM falowników napędu.
Układ napędowy zespołu trakcyjnego i jego parametry
Rozpatrywany EZT typu ED-74 wyposażony jest
w napęd przekształtnikowy prądu przemiennego z
silnikami indukcyjnymi. Uproszczony schemat blokowy układu głównego pojazdu przedstawiono na rys.
1. Pojazd napędzany jest przez cztery silniki o łącznej
mocy znamionowej wynoszącej 2 MW. Podstawowe
dane pojazdu oraz jego napędu przedstawiono w tabl.
1 [3, 4].
Każdy z silników trakcyjnych zasilany jest za pośrednictwem osobnego falownika tranzystorowego
wykonanego w technologii IGBT. W falownikach
wykorzystywana jest modulacja szerokości impulsów
25
PWM [1]. W sterownikach napędów, opartych na
procesorach sygnałowych, zaimplementowano wektorową regulację momentu wykorzystującą metodę
RFOC [1, 5]. Metoda ta pozwala na odsprzężone sterowanie momentu elektromagnetycznego oraz strumienia silnika poprzez regulację prądów stojana silnika id, iq wyrażonych w wirującym układzie współrzędnych, związanym z wektorem strumienia wirnika
silnika [5]. Pracę czterech napędów koordynuje układ
sterowania pojazdem.
Charakterystykę trakcyjną EZT oraz wynikające
stąd zadawane wartości składowych prądów id oraz iq,
odpowiadających za generowany moment silnika,
można podzielić na trzy obszary wynikające z
zależności opisującej moment rozwijany przez silnik
indukcyjny [1, 4]. Pierwszy przedział, to praca ze
stałym momentem. Przy zwiększaniu prędkości
następuje przejście na pracę do stałej mocy. Moment
jest wtedy odwrotnie proporcjonalny do rozwijanej
prędkości kątowej. Ostatni fragment charakterystyki,
dla największych prędkości jazdy, uzyskiwany jest
przy pracy ze stałym poślizgiem silnika, co wiąże się z
ograniczeniem mocy napędu.
Model pojazdu i napędu elektrycznego
Rys. 1. Schemat blokowy układu napędowego EZT typu ED-74
Podstawowe dane EZT ED-74
Tabela 1
Masa służbowa pojazdu
Prędkość eksploatacyjna pojazdu
Przyspieszenie pojazdu do prędkości 50
km/h
Moc znamionowa
Liczba silników trakcyjnych
Maksymalny moment na wale silnika
Maksymalna prędkość kątowa wirnika
silnika
Maksymalny prąd wyjściowy falownika
Maksymalne napięcie wyjściowe falownika
156 t
160 km/h
1 m/s2
2 MW
4
4400 Nm
5200 obr/min
250 A
2340 V
Model, opracowany w środowisku Matlab/Simulink, ma strukturę modułową. Poszczególne
moduły odwzorowują pracę: silników indukcyjnych,
idealnego przekształtnika DC/AC, sterowników napędów, filtrów wejściowych pojazdu typu Γ oraz podstacji zasilającej z siecią trakcyjną. W sterownikach
napędów zaimplementowano algorytm sterowania
według metody RFOC z regulatorami prądów typu PI.
Model sparametryzowano oraz przetestowano w zakresie poprawności działania. Ogólną strukturę modelu przedstawiono na rys. 2.
Wartości prądów zadawane są w bloku kalkulacji
prądów referencyjnych na podstawie zadawanych
wartości momentu. Regulatory prądów wykonano
jako proporcjonalno-całkujące (PI) z ograniczeniem
całki oraz wartości wyjściowej. Regulacja prądów
według metody RFOC odbywa się w układzie współrzędnych d, q związanym ze strumieniem magnetycznym ψr wirnika silnika.
Do wartości wyjściowych z regulatorów PI
dodawane są napięcia obliczone przez blok odsprzęgający tory regulacji. Zadane napięcia są transformowane do stacjonarnego układu współrzędnych.
Transformacja uwzględnia możliwości realizacji
zadanego napięcia silnika z wykorzystaniem bieżącej
wartości napięcia obwodu pośredniego.
Rys. 2. Ogólna struktura
modelu symulacyjnego
układu napędowego
26
W opisie analitycznym silnika zastosowano
uproszczenia polegające na założeniu symetrii maszyny i sinusoidalnym rozkładzie uzwojeń oraz pominięciu: zjawiska histerezy, nasycenia magnetycznego,
wyższych harmonicznych rozkładu przestrzennego
pola w szczelinie powietrznej. Ponadto rezystancje
uważa się za stałe, a odpowiednie indukcyjności za
stałe lub zależne tylko od położenia. Opis pracy silnika, oparty na równaniach we współrzędnych naturalnych a, b, c, wymaga znajomości kąta położenia wirnika względem stojana θ. Z tego względu dokonuje
się przekształcenia (transformacji) układu równań do
ortogonalnego układu współrzędnych d, q. W celu
wprowadzenia zwięzłego opisu równań w nowym
układzie współrzędnych wykorzystano zapis w postaci
amplitud zespolonych i teorię tzw. wektorów przestrzennych [5]. Wszystkie parametry silnika związane
z wirnikiem sprowadza się do obwodu stojana.
Zastosowany model jest opisywany standardowymi równaniami napięciowo-prądowymi [5] wyrażającymi wartość momentu elektromagnetycznego
generowanego przez silnik:
Te =
L

p
Ψrd  m isq 
2
 Lr 
(1)
gdzie: ψrd – składowa strumienia wirnika, Lm – indukcyjność główna silnika, Lr – indukcyjność wirnika
silnika, isq – składowa prądu stojana, p – liczba biegunów.
Wielkościami wejściowymi, zaimplementowanego w środowisku Simulink, modelu są napięcia fazowe silnika ua, ub, uc oraz parametry obwodowego modelu silnika. Wielkości wyjściowe modelu stanowią
prądy fazowe pobierane przez silnik ia, ib, ic, prędkość
mechaniczna ωr oraz składowe strumienia magnetycznego skojarzonego z wirnikiem odpowiednio ψrd i
ψrq.
Na rys. 3 – 5 przedstawiono przykładowe przebiegi względnych wartości prądów i napięć silnika
podczas rozruchu i zadawania różnych wartości momentu. Zadawane wartości momentu w dłuższym
przedziale czasu zobrazowano na rys. 7. Ze względu
na przyjętą skalę czasu na rys. 3a pokazano przebiegi
prądów fazowych silnika, na których widoczne są
wartości maksymalne. Zmiana wartości zadawanego
momentu Tref powoduje zmiany prądów referencyjnych (rys. 2). Układ sterowania zadaje wartość prądu
id odpowiedzialną za strumień silnika ψr. Dopiero po
ustaleniu się wartości strumienia rozpoczyna się regulacja prądu iq odpowiedzialnego za moment elektromagnetyczny Te. Wraz ze zwiększaniem prędkości
kątowej ωr wartości zadane prądów odpowiednio
zmieniają się zapewniając realizację założonej charakterystyki trakcyjnej Te = f(ωr). W trakcji elektrycznej
napięcie zasilania może się zmieniać w szerokich
granicach. Wpływ ograniczenia napięcia zasilania z
sieci trakcyjnej na pracę silnika pokazano na rys. 3b.
Na rys. 3a widoczny jest wtedy szybszy wzrost wartości prądów silnika.
Rys. 3. Przebiegi prądów i napięć silnika dla wybranego trybu
zadawania momentu napędowego z rys. 6: a) przebiegi prądów
fazowych silnika; b) przebiegi napięć fazowych silnika
Przebieg jednego z prądów fazowych silnika z
rys. 3 przedstawiono w rozszerzonej skali czasu na
rys. 4. Przeliczanie wartości prądów silnika do obwodu zasilania z filtrem wejściowym pozwala na wyznaczenie obciążenia zasilania trakcyjnego. Na rys. 5
pokazano wyznaczony prąd pojazdu dla fragmentu
przejazdu z rys. 6.
Rys. 4. Fragment przebiegu prądu jednej fazy silnika
W pojeździe zainstalowane są dwa filtry wejściowe przekształtników. Filtry tego typu są filtrami pasywnymi LC o strukturze Γ. Na potrzeby symulacji
zamodelowano układ filtru z uwzględnieniem rezystancji dławika:
dudc
1
(ip − idc )
=
dt
Cf
(2)
27
Rys. 5. Przebiegi prądu pojazdu dla wybranego zadawania
momentu napędowego
dip
dt
=
1
(up − udc − Rf ip )
Lf
(3)
gdzie: udc – napięcie w obwodzie pośrednim falownika, idc – prąd pobierany przez falownik, up – napięcie
zasilające pojazd (przed filtrem), ip – prąd pobierany z
sieci, a Rf, Lf, Cf – odpowiednio rezystancja, indukcyjność i pojemność filtru.
Wybrano układ zasilania jednostronnego z podstacją trakcyjną zamodelowaną w uproszczony sposób
w postaci źródła napięcia stałego i rezystancji wewnętrznej. Odcinek sieci trakcyjnej zamodelowano
poprzez elementy skupione opisujące odpowiednio
rezystancję i indukcyjność sieci. Model zasilania modyfikuje parametry użyte we wzorach (2) i (3).
Badania symulacyjne ruchu pojazdu i układu napędowego
Przykładowe wyniki badań symulacyjnych obrazujące wybrane możliwości modelowania układu napędowego zamieszczono na rys. 6 – 9. Na rys. 6
przedstawiono przebiegi prędkości zespołu i siły trakcyjnej rozwijanej przez napęd podczas eksperymentalnego przejazdu. Rys. 6a zawiera wyniki uzyskane z
pomiarów za pośrednictwem rejestratora cyfrowego z
okresem próbkowania 1 s, na rys. 6b zobrazowano zaś
wyniki symulacji komputerowej. Wyniki przedstawiono w skali względnej, odniesionej do maksymalnych parametrów pojazdu. Do celów symulacji
przyjęto zadawane wartości siły analogicznie, jak w
eksperymencie, tj. co sekundę zadawano nową
wartość zgodną z wartością wytwarzaną przez
zadajnik pojazdu. Nieznaczne różnice pomiędzy
wynikami pomiarowymi a symulacyjnymi wynikają z
przybliżonych danych zasilania i pojazdu (np. opory
ruchu, napięcie zasilania), uproszczonego modelu
napędu wraz z układem sterowania. Symulacje oparte
na przedstawionym modelu są szybko realizowane,
np. na standardowym komputerze PC przebiegi te
wyliczono w czasie ok. 100 s.
28
Rys. 6. Przebiegi prędkości i siły trakcyjnej dla przejazdu
zespołem ED-74: a) wyniki pomiarowe; b) wyniki symulacji
komputerowej
Odpowiednio do zadawanych wartości momentu
napędowego zmieniają się prądy silników. Prąd pobierany przez zespół przedstawiono na rys. 7 – w przypadku hamowania bez odzysku i z odzyskiem energii.
Wyniki pomiarów prądu, uzyskane podczas przejazdu,
odniesiono do prądu nominalnego pojazdu.
Rys. 7. Przebiegi prądów pojazdu zmierzone podczas przejazdu pojazdu
przy zadawaniu siły według rys. 6a: a) w przypadku hamowania bez
odzysku energii; b) z realizacją hamowania odzyskowego
Analogicznie do zadawanych wartości dla przebiegów
z rys. 7 przeprowadzono symulacje, których wyniki
zaprezentowano na rys. 8. Z porównania obu rysunków wynika dobra zgodność symulacji z pomiarami.
Dla zmierzonych lub obliczonych przebiegów
prądów i napięć łatwo jest wyznaczyć energię zużywaną przez pojazd. Na rys. 9 przedstawiono względne
przebiegi energii zużywanej podczas przejazdu bez
uwzględnienia i z uwzględnieniem energii odzyskanej
podczas hamowania. Przebiegi te odniesiono do wartości energii zużytej na przejazd, którą wyznaczono z
symulacji. Wyznaczone przebiegi energii odnoszą się
do przejazdu o danych według rys. 6. W obliczeniach
symulacyjnych uwzględniono stałą wartość mocy
pobieranej na potrzeby nietrakcyjne, której wartość
określono z przebiegu prądu przedstawionego na rys.
7.
Podsumowanie
Opracowany symulator umożliwia wygodną analizę wielkości niemierzalnych lub trudno mierzalnych,
a także analizę wpływu parametrów programu sterowania oraz elementów układu napędowego na właściwości trakcyjne zespołu i układu zasilania elektrotrakcyjnego. W szczególności model symulacyjny
stanowi praktyczne narzędzie wyboru struktury algorytmu sterującego i doboru parametrów regulatorów
napędu. Uzyskane wyniki zweryfikowano z danymi
rzeczywistymi pojazdu ED-74. Uzyskano dobrą zgodność wyników symulacyjnych z wynikami pomiarowymi zebranymi podczas jazdy testowej. Zaletą modelu jest także duża szybkość realizacji obliczeń symulacyjnych.
Rys. 8. Przebiegi prądów pojazdu uzyskane z symulacji podczas
przejazdu pojazdu przy zadawaniu siły według rys. 6a: a) w
przypadku hamowania bez odzysku energii; b) z realizacją
hamowania odzyskowego
Rys. 9. Względne przebiegi energii zużytej podczas przejazdu bez
uwzględnienia i z uwzględnieniem energii odzyskanej podczas
hamowania dla przejazdu zespołu ED-74: a) wyniki pomiarowe;
b) wyniki symulacji komputerowej
Literatura
[1] Jarzębowicz L., Judek S., Karwowski K., Miszewski
M., Lipiński L.: Kompleksowa analiza symulacyjna
układu napędowego zespołu trakcyjnego. XIV Ogólnopolska Konferencja Naukowa Trakcji Elektrycznej i
VI Szkoła Kompatybilności Elektromagnetycznej w
Transporcie SEMTRAK 2010. Politechnika Krakowska. Zakopane 2010.
[2] Lewandowski M.: Analiza zjawisk elektromechanicznych w szynowym pojeździe trakcyjnym z uwzględnieniem zmian współczynnika przyczepności kół napędowych. Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej. Warszawa 2009.
[3] Lipiński L., Miszewski M.: Efektywność rekuperacji
osiągana przez EZT-y serii ED74 na trasie Łódź –
Warszawa. Pojazdy Szynowe 1/2010.
[4] Lipiński L., Miszewski M.: Parametry trakcyjne elektrycznych zespołów trakcyjnych w trakcji wielokrotnej
przy ograniczeniu mocy pobieranej z sieci trakcyjnej.
TTS 1-2/2010.
[5] Mohan N.: ADVANCED ELECTRIC DRIVES Analysis, Control and Modeling using Simulink ®. MNPERE Minneapolis 2001.
[6] Szeląg A.: Zagadnienia analizy i projektowania systemu trakcji elektrycznej prądu stałego z zastosowaniem
technik modelowania i symulacji. Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej. Warszawa 2002.
29
Andrzej Sikora
Adam Zielonka
Politechnika Śląska
Wpływ położenia czujników hallotronowych na symetrię
sygnałów sterujących silnikiem BLDC
W pracy przedstawione zostały wyniki badań symetrii stanów pozwalających
określić położenie kątowe wału silnika dla dwóch różnych czujników. Pierwszy z
nich zamontowany został wewnątrz silnika i składał się z sześciu czujników
hallotronowych rozmieszczonych w żłobkach silnika. Drugi z przebadanych
czujników składał się również z sześciu hallotronów rozmieszczonych względem
siebie tak samo jak w przypadku czujnika pierwszego, ale zabudowanych na
zewnątrz silnika i współpracujących z dodatkowym nadajnikiem magnetycznym
odzwierciedlającym magnesy wirnika silnika. Na potrzeby badań wykonany został
rejestrator pozwalający rejestrować czasy trwania poszczególnych stanów
położenia wału silnika.
Wstęp
Zasilanie trójfazowego silnika wzbudzanego magnesami trwałymi wymaga sekwencyjnego przełączania
tranzystorów, poprzez które zasilane są uzwojenia
silnika ze źródła napięcia stałego. Sekwencja zasilania
silnika wzbudzanego magnesami trwałymi jest ściśle
zdeterminowana położeniem osi magnetycznej wirnika względem osi pasm uzwojenia stojana. Z tego
względu konieczne jest wyznaczanie położenia kątowego wirnika w trakcie pracy silnika. Znane są dwie
metody określania położenia wirnika: czujnikowe i
bezczujnikowe. Metoda czujnikowa wykorzystuje
czujniki dołączone do silnika (np. hallotrony, enkodery absolutne lub inklementalne), zaś metoda bezczujnikowa bazuje na sygnale pochodzącym z uzwojeń
silnika, przez co nie wymaga dodatkowego osprzętu.
O ile podobne rezultaty otrzymuje się podczas pracy
silnika dla obydwóch metod, to w przypadku startu i
nawrotu metodą lepszą jest metoda czujnikowa z
czujnikami absolutnymi określającymi położenie wirnika przy prędkości równej zero. Szczególnie istotną
rolę odgrywa to w przypadku napędów trakcyjnych,
gdyż one nie powinny wykonywać kroku wstecz i
wymagają znacznego momentu startu.
Metoda czujnikowa
Sterowanie silnikiem BLDC nie wymaga ciągłego
śledzenia położenia wirnika, wystarczy aby układ
pomiarowy kąta położenia wirnika dał sygnał w którym momencie należy załączyć napięcie na dane pasmo uzwojenia. Do tego celu można wykorzystać
enkodery. Enkoder jest precyzyjnym miernikiem
określającym położenie kątowe wirnika, ale podnosi
koszt napędu, przy tym przekazuje znaczny nadmiar
informacji, które dla potrzeb sterowania silnikiem
30
BLDC nie są wykorzystywane. Enkodery nie są
przedmiotem artykułu. Do sterowania silnikiem
BLDC można wykorzystać tanie czujniki hallotronowe. W artykule omówione zostaną dwa warianty
określania położenia wirnika z wykorzystaniem czujników hallotronowych: hallotrony umieszczone w
żłobkach stojana i czujnik hallotronowy umieszczony
na zewnątrz silnika. W badaniach wykorzystano trójfazowy, sześciobiegunowy silnik BLDC typu
SMZT80-6, który został zbudowany w ramach projektu badawczego finansowanego przez Ministerstwo
Nauki i Szkolnictwa Wyższego nr N N510 326637.
Czujnik pierwszy składał się z sześciu hallotronów
umieszczonych w żłobkach stojana. Odległość kątowa pomiędzy kolejnymi żłobkami silnika wynosi 10
stopni, zatem hallotrony rozmieszczono zgodnie ze
schematem przedstawionym na Rysunku 1. Jest to
optymalne rozmieszczenie hallotronów (ze względu
na geometrię) pozwalające wykryć 12 symetrycznych
stanów określających jeden cykl sterowania. W przypadku silnika sześciobiegunowego przypada 36 stanów na jeden obrót wału (trzy pełne sekwencje sterowania). Analiza sygnałów hallotronów umieszczonych w żłobkach silnika BLDC, określających położenie wirnika, wykazała, że stany określone przez te
hallotrony nie są symetryczne. Alternatywnie wykonano drugi czujnik o takim samym kątowym rozmieszczeniu hallotronów jak w żłobkach silnika (Rysunek 1), lecz hallotrony umieszczono na zewnętrznej
tarczy. Hallotrony znajdowały się w polu magnetycznym sześciobiegunowej tarczy z naklejonymi magnesami trwałymi mechanicznie sprzęgniętej z wałem
silnika. Zewnętrzny nadajnik magnetyczny wykonano
w taki sposób, aby przerwa pomiędzy magnesami
była minimalna, co odróżnia go do wirnika silnika
BLDC, w którym pomiędzy magnesami trwałymi
występuje przerwa międzybiegunowa.
przeprowadzić pomiary wielokrotne dla tych samych
warunków pracy silnika. Rejestrator został zbudowany w oparciu o mikroprocesor, który po wykonaniu
jednej rejestracji wysyła dane portem szeregowym do
komputera. Po stronie komputera napisany został
program współpracujący z mikroprocesorem i obliczający statystyki dla otrzymanych wyników pomiaru.
Narzędzie to pozwala z dużą dokładnością zbadać
symetrię sygnałów sterowania.
Badania i analiza wyników
Rys. 1 Wykrój blachy stojana silnika BLDC o liczbie biegunów
2p=6 (rysunek z lewej – źródło: BOBRME KOMEL Katowice)
i schemat rozmieszczenia sześciu hallotronów, gdzie
α=10o ,
b =30o (rysunek z prawej)
Badania symetrii sygnałów określających położenie
wirnika silnika zostały przeprowadzone dla dwóch
przypadków pracy silnika: pierwszy - silnik był napędzany przez inny silnik (uzwojenia badanego silnika
nie były zasilane), drugi - silnik był zasilany i utrzymywał zadaną prędkość. W pierwszym przypadku
badania zostały przeprowadzone dla dwóch różnych
prędkości wirowania: 340obr/min i 560obr/min (ze
względu na parametry silnika napędzającego) oraz w
drugim przypadku dla trzech prędkości wirowania:
340obr/min, 680obr/min i prędkości znamionowej
1000obr/min. Wynik każdego z pomiarów składa się z
36 liczb reprezentujących czas trwania każdego z 36
stanów przypadających na jeden obrót wału silnika.
Każda liczba przedstawia zliczoną wartość licznika
mikroprocesora w trakcie trwania jednego stanu. Przy
stałej prędkości obrotowej dla idealnie pracującego
układu czasy trwania wszystkich stanów będą takie
same, co przełoży się na zarejestrowanie 36 takich
samych liczb. W celu przeprowadzenia analizy wyników pomiarów wykonano obliczenia statystyczne
czasów trwania poszczególnych stanów składających
się na jeden obrót wału silnika: średnia arytmetyczna,
odchylenie standardowe, wskaźnik zmienności oraz
względne maksymalne odchylenie od średniej. Przyjmując, że k-tą liczbę w wyniku pomiaru oznaczono
przez x k wskaźniki statystyczne zostały zdefiniowane
w następujący sposób:
Średnia x=
Opisane czujniki wykorzystano do badań porównawczych sygnałów sterujących pracą silnika BLDC.
Podczas pracy silnika ze stałą prędkością obrotową
czas trwania każdego ze stanów określających położenie wirnika powinien być taki sam. Korzystając z
powyższego założenia stworzono rejestrator, pozwalający zarejestrować czas trwania kolejnych stanów.
Rejestrator został wykonany w taki sposób, żeby pomiary były wykonywane zawsze dla tej samej ustalonej kolejności stanów (rejestracja rozpoczyna się zawsze od ustalonego położenia wału silnika, wyznaczanego dodatkowym czujnikiem). Rejestrator wykonuje
pomiar czasu trwania każdego ze stanów składających
się na jeden obrót wału silnika (trzy pełne sekwencje
sterowania). Ponadto możliwa jest wielokrotna rejestracja w trakcie pracy silnika, dzięki czemu można
1 36
å xk
36 k=1
2
1 36
x k -x )
(
å
36 k=1
s
wskaźnik zmienności v=100%
x
odchylenie standardowe s=
względne maksymalne odchylenie od
średniej r=max{100%
x-x k
,k=1,...,36}
x
W Tabeli 1 przedstawiono przykład danych zarejestrowanych dla czujnika zewnętrznego oraz hallotronów zamontowanych w silniku napędzanym inną
maszyną, gdzie kolejne kolumny przedstawiają czasy
trwania tych samych stanów powtarzających się co
1/3 obrotu wału silnika.
31
Tabela 1. Przykładowe wyniki pomiarów zarejestrowane dla dwóch czujników podczas napędzania silnika z prędkością 340obr/min
Stan
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
Hallotrony w żłobkach silnika
0-1/3 obr.
1/3-2/3 obr.
2/3-1 obr.
4531
4502
4832
5823
5847
5828
4982
4980
4982
1682
2039
1471
8768
8704
8962
2127
1957
1979
8424
8435
8510
6316
6191
6211
4571
4781
4630
4665
4356
4574
5934
6142
6124
5546
5357
5539
Czujnik zewnętrzny
0-1/3 obr.
1/3-2/3 obr. 2/3-1 obr.
5104
4727
5021
5225
5208
5237
5266
5588
5383
5496
5514
5502
5101
5267
5306
5571
5557
5537
5021
4876
4785
5286
5274
5251
5256
5389
5439
5425
5413
5444
5376
5156
5089
5511
5545
5548
Tabela 2. Zestawienie analizy wyników podczas napędzania silnika
n Obr/min
Kierunek
x
s
v [%]
r [%]
340
0
5286
2026
38.33
72.17
Czujnik zewnętrzny
560
1
5250
1295
24.67
68.93
0
3186
1198
37.61
71.38
340
1
3173
767
24.17
67.76
0
5299
223
4.20
10.80
560
1
5306
204
3.85
9.12
0
3176
126
3.97
9.99
1
3174
134
4.22
9.69
Tabela 3. Zestawienie analizy wyników dla pracy na biegu jałowym
n Obr/min
Kierunek
x
s
v [%]
r [%]
340
680
1000
0
1
0
1
0
1
5284 4777 2632 2416 1782 1485
2173 2022 1032 1149 701
856
41.12 42.33 39.21 47.57 39.35 57.66
70.08 91.27 67.25 90.67 74.63 107.31
W Tabeli 2 oraz Tabeli 3 przedstawione zostały wyniki analizy pomiarów odpowiednio dla silnika napędzanego i pracującego na biegu jałowym, wykonanych dla obydwóch kierunków wirowania oznaczonych przez 0 i 1 dla różnych prędkości obrotowych
wirnika.
Z powyższych analiz wynika, że bez względu na to
czy silnik był napędzany (uzwojenia nie były zasilane) czy pracował na biegu jałowym w przypadku
czujników umieszczonych wewnątrz silnika symetria
stanów położenia wirnika jest znacznie gorsza niż w
przypadku czujnika zewnętrznego. Stąd wynika, że na
symetrię stanów określających położenie wirnika
wpływ ma nie tylko właściwe rozmieszczenie hallotronów. Analiza wyników dla przypadku, kiedy silnik
był napędzany inną maszyną pozwala stwierdzić, że
zaburzenia symetrii stanów nie są powodowane polem
magnetycznym wywołanym przepływem prądu w
uzwojeniach silnika. Na wirniku badanego silnika
32
Czujnik zewnętrzny
680
1000
1
0
1
0
1
5277 2603 2629 1803 1791
182
101
80
64
51
3.45 3.89 3.04 3.55
2.85
6.99 6.96 6.42 7.27
5.88
340
0
5161
187
3.62
7.65
BLDC pomiędzy magnesami trwałymi znajdują się
przerwy, co może powodować asymetrię stanów
wykrywanych przez czujniki hallotronowe umieszczone wewnątrz silnika. W przypadku czujnika
zewnętrznego otrzymano znacznie lepsze rezultaty
określania stanów położenia wirnika. W obu
przypadkach użyto hallotronów tego samego typu,
rozmieszczonych w takich samych odległościach
kątowych (Rysunek 1). Na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić, że znacznie
dokładniejsze określenie stanów położenia wirnika
uzyskano przy wykorzystaniu zewnętrznego czujnika,
składającego się z 6 hallotronów i tarczy
magnetycznej. Dodatkową korzyścią wynikającą z
zastosowania czujnika zewnętrznego jest możliwość
jego wymiany, bądź naprawy w przypadku
uszkodzenia. Nie ma możliwości wymiany czujnika
hallotronowego zabudowanego w żłobku silnika ze
względu na impregnację czujnika wraz z uzwojeniem.
Literatura
[1]. Sikora A., Zielonka A.: Porównanie dwóch wariantów zasilania silnika bezszczotkowego. Maszyny elektryczne Zeszyty Problemowe Nr 86/2010 PEMINE Komel, Rytro, maj 2010r.
ISSN 0239-3646, str. 53-55.
[2]. Glinka T.: Electric motors with permanent magnets. Przegląd Elektrotechniczny, PL ISSN 00332097, nr 7/2008, str. 1 – 7.
[3]. Bernatt J., Glinka T., Król E., Rossa R.: Electric Motors with Permanent Magnets. ICRM 2008.
IEEE Catalog Number: CFP0890B-CDR. ISBN: 978-1-4244-1736-0. Library of Congress Number: 2007906913. Poz.58.
[4]. Sikora A., Zielonka A.: Napęd łodzi motorowej z wykorzystaniem silnika bezszczotkowego zasilanego poprzez komutator elektroniczny. Napędy i Sterowanie ISSN 1507-7764, nr 2’2010
str.46-48.
[5]. Jarzębowicz L., Karwowski K.: Bezczujnikowe sterowanie trakcyjnym silnikiem IPMSM małej
mocy. XIV Ogólnopolska Konferencja Naukowa Trakcji Elektrycznej i VI Szkoła Kompatybilności
Elektromagnetycznej w Transporcie SEMTRAK’2010, Zakopane, październik 2010r. ISBN 97883-86219-51-3, str. 271-278.
[6]. Sikora A., Zielonka A.: Dwa warianty zasilania silnika BLDC. Wiadomości Elektrotechniczne
ISSN 0043-5112, nr 6’2011 str.18-19.
33
Adam Szeląg
Tadeusz Maciołek
Zbigniew Drążek
Marek Patoka
Zakład Trakcji Elektrycznej
Aspekty efektywności i energooszczędności w procesie
modernizacji układów zasilania trakcji tramwajowej
Elektryczne hamowanie odzyskowe jest obecnie powszechnie stosowane w pojazdach trakcyjnch. Wprowadzanie do ruchu nowoczesnego taboru wyposażonego w takie układy w istniejących systemach tramwajowych powinno być poprzedzone analizami wymagań i konieczności ewentualnych modernizacji, jakich należy dokonać w urządzeniach infrastruktury elektroenergetycznej systemu transportowego. W referacie przedstawiono metodykę analiz w celu wyboru
rozwiązań technicznych, w tym zastosowanie zasobników energii, które pozwalają zwiększyć efektywność energetyczną wprowadzenia taboru z rekuperacją
na istniejące linie tramwajowe. Załączono przykładowe wyniki i wnioski z prac
studialnych wykonanych przez autorów.
1. Wprowadzenie
Modernizacja układów zasilania systemu zelektryfikowanego transportu miejskiego jest zagadnieniem złożonym, niekiedy nawet trudniejszym niż
budowa nowego systemu ze względu na konieczność
wykonania zmian w istniejącej infrastrukturze, projektowanej dla zupełnie innych założeń ruchowych i
klasycznego taboru. Dlatego uzasadnione jest zastosowanie kompleksowego podejścia i przeprowadzenia
analizy funkcjonowania systemu z wydzieleniem
podsystemów (tabor, zasilanie, ruch) oraz określeniem
wzajemnych sprzężeń (więzi) pomiędzy nimi. Dla
podsystemu zasilania istotnymi zagadnienia będą:
-charakterystyka potoków ruchu i intensywność
przewozów,
-typy eksploatowanego taboru (masa, pojemność,
prędkości maksymalne),
-charakterystyka tras (profile, łuki, przystanki,
skrzyżowania kolizyjne),
-układ urbanistyczny obszaru objętego zasięgiem
trakcji tramwajowej,
-konfiguracja publicznej sieci elektroenergetycznej,
-charakterystyka intensywności ruchu kołowego na
trasach tramwajowych,
-zakładana prędkość jazdy pociągów tramwajowych.
Analizę funkcjonowania systemu zasilania przeprowadza się w przypadkach:
-projektowania nowych linii,
-odnowy lub rehabilitacji istniejących systemów ze
względu na ich wyeksploatowanie,
34
-modernizacji linii istniejących w przypadku wzrostu przewozów, wymiany taboru na tabor o innych parametrach (większe moce zainstalowane
lub ostrzejsze wymagania co do poziomu napięcia w sieci trakcyjnej),
-konieczności określenia granicznej zdolności
przepustowej systemu zasilania dla zmiennej (rosnącej) intensywności ruchu lub zwiększonych
mocy.
Współczesne układy zasilania miejskiej trakcji tramwajowej w Polsce stanowią stadium rozwojowe z początków tramwaju elektrycznego w Europie
na przełomie XIX i XX wieku. Dominują zcentralizowane układy zasilania zapoczątkowane w okresie,
kiedy przedsiębiorstwo tramwajowe było właścicielem wydzielonej elektrowni. Struktura z centralnie
zlokalizowanym źródłem zasilania została w praktyce
utrzymana do dzisiaj, z tym że w miarę rozprzestrzeniania się miast (aglomeracji) powielano ją wielokrotnie budując wraz z rozwojem sieci przesyłowych
energetyki zawodowej w miejsce własnych elektrowni, prostownikowe podstacje trakcyjne zasilane z publicznej sieci elektroenergetycznej. Każda z tych podstacji trakcyjnych zasila przypisany jej rejon, sąsiadując z innymi podstacjami położonymi ‘centralnie’(rys.1). Obszary stanowią autonomiczne części
systemu nie współpracujące ze sobą nawzajem. Dzieje
się tak za sprawą tradycyjnie przyjętego w trakcji
tramwajowej jednostronnego systemu zasilania . Bardziej nowoczesny i mający wiele zalet w stosunku do
systemu zcentralizowanego system ‘liniowy’, wdrożony w wielu krajach rozwiniętych, w którym odcinki
zasilane są dwustronnie, dotychczas się w Polsce nie
przyjął.
Izwmin ≥ Iobcmac + ∆I
(1)
gdzie:
∆I- margines bezpieczeństwa pomiędzy wartościami
prądu zwarcia (minimalnego) i obciążenia (maksymalnego) uwzględniający fluktuację napięć zasilających, sezonowe zmiany rezystancji (w tym rezystancji
szyny-ziemia), stabilność nastaw wyłączników szybkich oraz rozkład wartości chwilowych prądów obciążenia w funkcji liczności ich występowania (obszar
prądów o dużych wartościach).
Rys.1 Podstacje zasilające sieć tramwajową w układzie: A –
centralnym, B-liniowym
Moc zainstalowana PNins w podstacjach trakcyjnych
powinna spełniać warunek:
n
PNinst k p + PR ≥ {∑ P } max
2. Kryteria wymiarowania układów zasilania
trakcji tramwajowej.
Podstawowym zadaniem układu zasilania jest dostarczenie energii o wymaganych parametrach do pojazdów znajdujących się w obszarze zasilania, a także w
przypadku eksploatowania taboru trakcyjnego z hamowaniem rekuperacyjnym, zapewnienie możliwości
przesyłu energii rekuperacji pomiędzy pojazdami.
Prawidłowo zaprojektowany układ powinien spełniać
wymagania efektywnego zasilania pojazdów w zakresie:
- utrzymania niezależnie od pobieranej mocy (w
przedziale mocy roboczych) minimalnego napięcia na pantografie:
- chwilowego: Up(ti) ≥ Umin;
- średniego : Upśr(ti) ≥ Umin;
- utrzymanie niezależnie od pobieranej lub oddawanej (rekuperacja) mocy roboczej dopuszczalnego maksymalnego napięcia na pantografie:
- chwilowego: Up(ti) ≤ Umax;
- średniego: Upsr(ti) ≤ Uśrmax;
(łącznie z przepięciami komutacyjnymi – wg PN-EN
50163)
-
ograniczenia napięcia (potencjałów) szynowej
sieci powrotnej i elementów uszynionych w stosunku do otaczającej ziemi i uziemionych części
(ze względu na warunki bezpieczeństwa i ograniczenie prądów bładzących).
W celu wyznaczenia przekrojów elektrycznych torów
prądowych obwodu głównego układu zasilania niezbędna jest znajomość następujących parametrów
prądów obciążeń:
-
maksymalne szczytowe prądy zastępcze (średniokwadratowe) ze względu na nagrzewanie oraz
straty energii i sprawność,
maksymalne chwilowe prądy robocze ze względu
na dobór nastaw wyłączników szybkich i określenie maksymalnych dopuszczalnych rezystancji
obwodu (przekroje przewodów i długości odcinków zasilania) dla przepływu dopuszczalnych minimalnych prądów zwarcia:
k =1
(2)
k
gdzie:
kp – współczynnik przeciążalności szczytowej urządzeń układu zasilania,
PR – zainstalowana moc stanowiąca rezerwę,
Pk – moc pobierana przez pojazd w okresie szczytu
ruchowego,
n - największa spodziewana liczba pojazdów znajdujących się jednocześnie w obszarze zasilania podstacji trakcyjnej w okresie szczytu.
Długości odcinków zasilania sieci jezdnej, położenie punktów rozpływu prądów i punktów powrotnych w sieci szynowej oraz długości kabli zasilających i powrotnych powinny spełniać wymagania dotyczące maksymalnych spadków napięć:
∆U dop ≥ I ⋅ r ⋅ L
(3)
gdzie:
I – wartość prądu (odpowiednio chwilowa lub średnia
za dany okres),
r – rezystancja jednostkowa toru prądowego
L – długość toru prądowego (odcinka) .
Maksymalne długości odcinków kabli i sieci trakcyjnej są ograniczone przez ich przekroje oraz wartości
przesyłanych prądów. Liczba zasilanych z jednej podstacji odcinków ograniczona jest mocą zainstalowanych prostowników oraz zdolnością przesyłu mocy
przez linie elektroener-getyczne SN. Moce zwarciowe
na szynach zbiorczych AC podstacji trakcyjnych nie
powinny być niższe niż 120 MVA przy zasilaniu
jednej podstacji, zaś przy grupie podstacji nie mniej
niż 140-180MVA.
3. Metodyka projektowania
Wymiarowanie urządzeń zasilania elektrycznej
trakcji tramwajowej stanowi część procesu projektowania nowego systemu transportu zelektryfikowanego
lub modernizacji systemu dla przewidywanej zmiany
warunków ruchowych (nowy tabor, prędkości, częstotliwość ruchu, rozmieszczenie przystanków). Celem
35
jest dostosowanie tworzonego układu zasilania do
możliwości wykonania zadania przewozowego aż do
określenia granicznej zdolności efektywnego zasilania systemu zelektryfikowanego transportu miejskiego, przy maksymalnej granicznej wielkości ruchu
pasażerskiego, prędkości komunikacyjnej oraz lokalizacji przystanków. Poszukuje się wariantów dających
racjonalne, z punktu widzenia technicznego i ekonomicznego, rozwiązanie układu zasilania: liczby i typów zespołów prostownikowych w podstacji trakcyjnej, liczby zasilaczy, konfiguracji sieci zasilającej
(długości i przekroje kabli, lokalizacja punktów zasilania sieci trakcyjnej, sekcjonowanie) oraz rozwiązania struktury sieci powrotnej (długości i lokalizacja
kabli powrotnych). Obszar, na którym operuje system
komunikacji tramwajowej podzielony jest na rejony
zasilania. Rozległość rejonów zasilania określa się
według kryterium minimalnych kosztów inwestycyjnych i możliwości dostarczenia do pojazdu odpowiedniej energii oraz mocy (poziom napięcia na pantografie, niezawodność).
Podobnie dobiera się długości sekcji (odcinków)
zasilania. Długość sekcji jest w ścisłej korelacji z
wartościami maksymalnego spadku napięcia w sieci,
maksymalnego prądu roboczego, oraz minimalnego
prądu zwarcia.
W przypadku zbyt rozległych rejonów zasilania, np.
gdy podstacja zasila kilka, nie stykających się ze sobą,
odcinków sekcyjnych, oprócz dużych spadków napięć
w sieci jezdnej mogą być zbyt duże spadki napięć w
sieci szynowej, co jest przyczyną nadmiernego upływu prądu z szyn do ziemi (prądy błądzące).
Obliczenia parametrów układu zasilania opierają się
na dwóch zasadniczych metodach, w zależności od
przyjętego sposobu opisu obciążeń trakcyjnych:
- metoda zakładająca skupiony charakter obciążeń
układu zasilania (dogodna do obliczeń odcinków
o małej częstotliwości ruchu; dla różnych typów
taboru znacznie różniących się między sobą parametrami trakcyjnymi),
- metoda zakładająca równomierność obciążeń na
poszczególnych odcinkach zasilania (zwłaszcza
w przypadku ruchu równomiernego o dużej częstotliwości kursowania, prowadzonego pojazdami o zbliżonych parametrach).
Pod względem funkcjonalnym metody obliczeń można podzielić na trzy grupy:
- metody klasyczne, wykorzystujące często zależności empiryczne,
dostosowane do określonych warunków ruchowych,
- obliczenia komputerowe bazujące na metodach
sieciowych,
- symulacyjne obliczenia komputerowe - programy komputerowe wykorzystujące model systemu transportowego skojarzony z układem zasilania, w sposób dość wierny odzwierciedlający
rzeczywiste warunki ruchu i zasilania.
36
Trzeci z wymienionych sposobów obliczeń znacznie
różni się od pozostałych i sprowadza się do badań
symulacyjnych z wykorzystaniem modelu układu
komunikacyjnego zorientowanego na parametry energetyczno-ruchowe.
4. Wymagania techniczne dotyczące zasilania elektrotrakcyjnego dla taboru z hamowaniem odzyskowym
Układ zasilania elektrotrakcyjnego powinien spełniać
wymogi stawiane dla zasilania trakcji tramwajowej
tak w warunkach normalnych jak i awaryjnych.
Z punktu widzenia układu zasilania istotne są
tu:
-parametry podstacji trakcyjnej,
-schematy sekcjonowania,
-parametry sieci trakcyjnej,
-parametry filtru wejściowego pojazdu,
- wyposażenie i sposób sterowania pojazdem.Jeśli w
analizowanym systemie układu zasilania tramwaju
odbiorcą energii hamowania odzyskowego mają być
zasadniczo tylko inne pojazdy to odzyskiwana energia
przy braku innych odbiorów będzie wytracana na
rezystorach (hamowanie dynamiczne) lub gromadzona w zasobnikach (o ile będą stosowane).
Zalety zastosowania systemów hamowania odzyskowego to:
− zmniejszenie wydzielania ciepła w hamulcach
mechanicznych lub rezystorach hamowania elektrycznego,
− zmniejszenie zużycia hamulców ciernych i kół,
− zmniejszenie zanieczyszczeń (od hamulców ciernych),
− zmniejszenie zużycia energii i mocy szczytowej,
obniżenie kosztów.
− zmniejszenie obciążenia podstacji i spadków napięć (szczególnie w godzinach szczytu),
− poprawa sprawności przesyłu energii i zmniejszenie kosztów zużycia energii.
Do wad rekuperacji należą:
− zwiększenie kosztów inwestycyjnych tak w taborze jak i w układach zasilania (wymagane większe
przekroje sieci i kabli ze względu na wydłużanie
sekcji i ułatwienie możliwości przekazywania
energii hamowania odzyskowego z sekcji na sekcję poprzez kable zasilaczy), konieczność stosowania wyłączników szybkich niespolaryzowanych,
− zwiększenie zakłóceń w sieci zasilającej DC (dodatkowe harmoniczne),
− wymagania co do stosowania inteligentnych systemów w taborze i układach zasilania do identyfikacji zwarć i ich prawidłowej eliminacji.
Proces odzyskiwania energii hamującego pojazdu
należy rozpatrywać globalnie, począwszy od taboru a
kończąc na układzie zasilania. Konkretny tabor ma
zwykle zdefiniowane warunki i wymagania co do
poprawnej pracy, w tym hamowania odzyskowego.
Zdolność pojazdu do oddania energii, określona poprzez jego charakterystyki nie jest warunkiem wystarczającym do jej odzysku, niezbędny jest odbiornik tej
energii o wymaganej zdolności jej wchłonięcia jak i
układ zasilania zdolny do jej przesłania od pojazdu
hamującego odzyskowo do pojazdu pobierającego
energię.
Efektywność wykorzystania energii rekuperacji zależy od poziomu generowanego przez pojazd napięcia,
liczby i położenia innych pojazdów, ich stanu pracy,
stosunku czasu poboru energii do czasu ich znajdowania się na odcinku, długości sekcji i ich parametrów rezystancyjnych. Istotna jest także wartość rezystancji na drodze przepływu prądu rekuperacji, która
zależy od schematu sekcjonowania, odległości między
podstacjami, rezystancji jednostkowej szyny prądowej
i szyn jezdnych, charakterystyki (pochylenia) podstacji trakcyjnej.
Można zwiększyć efektywność hamowania odzyskowego poprzez:
− wydłużenie sekcjonowanych obszarów zasilania
(zasilanie wielostronne z kilku podstacji).
− zwiększenie różnicy napięcia pomiędzy napięciem na pantografie rekuperującego pojazdu i w
najbliższej podstacji (zwykle napięcie rekuperacji
ustalane jest na najwyższym możliwym poziomie,
dlatego zwiększenie tej różnicy zasadniczo jest
możliwe poprzez zmniejszenie napięcia podstacji
(prostowniki sterowane),
− zmniejszenie rezystancji na drodze przepływu
energii rekuperacji (zmniejszenie strat).
System zasilania powinien zatem być dostosowany
nie tylko do zwiększonych obciążeń, ale również do
wymagań współpracy z taborem nowego typu, wyposażonych w układy napędowe z silnikami asynchronicznymi i możliwością hamowania odzyskowego.
Typowo w trakcji tramwajowej stosowane jest
zasilanie jednostronne. Wprowadzenie zasi-lania
dwustronnego wymaga, dla zapewnienia prawidłowej
pracy, spełnienia dodatkowych kryteriów takich jak:
- zachowanie ograniczonej wartości stosunku rezystancji współpracujących zasilaczy i podstacji ze względu na podział obciążeń pomiędzy zasilacze,
- wprowadzenia uzależnień pomiędzy współpracującymi zasilaczami w celu zapewnienia
skutecznego wyłączania zwarć,
- przesekcjonowania sieci jezdnej i zmiana obwodów kabli zasilaczy i kabli powrotnych,
- wprowadzenia zdalnego sterowania i monitoringu.
Korzyści z wprowadzenia zasilania dwustronnego
to:
- zmniejszenie maksymalnych wartości prądów
obciążeń (możliwość niższych nastaw wyłączników szybkich),
- zmniejszenie prądów zastępczych (mniejsze obciążenia kabli),
- zmniejszenie strat przesyłowych w kablach i sieci
jezdnej,
- zwiększenie niezawodności układu zasilania,
- możliwość kontroli mocy 15-minutowych i czasowego odciążenia podstacji lub stosowania rozliczeń sumacyjnych za pobieraną moc i energię.
5 Modyfikacje istniejącego układu zasilania
Istniejące w Polsce rozwiązania infrastruktury technicznej sieci tramwajów, budowane niekiedy ponad
sto lat temu, nawet po późniejszych modernizacjach
nie są zasadniczo dostosowane do zasilania taboru o
podwyższonej mocy z rekuperacją energii. Powoduje
to konieczność szczegółowego przeanalizowania warunków pracy systemu elektroenergetyki trakcyjnej ze
względu na specyficzne wymagania tych pojazdów.
Zmiana struktury istniejących układów zasilania jest
przedsięwzięciem kosztownym i wymaga-jącym
istotnych ingerencji w infrastrukturę techniczną linii.
Dlatego przy opracowywaniu wariantów modernizacji
powinno się proponować rozwiązania, które zapewnią
wymaganą efektywność techniczną i energetyczną
przy maksymalizacji wykorzystania istniejącej infrastruktury układu zasilania i minimalizacji nakładów.
Przykładowo, spośród różnych opcji w pracy 5] poddano analizie następujące warianty modyfikacji:
-połączenie poprzeczne przez w.sz (wyłącznik
szybki) niespolaryzowany (zasilanie dwu-stronne
w obrębie podstacji trakcyjnej PT)
-połączenie wzdłużne – na stałe (bez w.sz.) (zasilanie dwustronne w obrębie PT)
-połączenie wzdłużne – na stałe (bez w.sz.) (zasilanie dwustronne) z 2 PT
-przesunięcie izolatora
-przesunięcie przyłącza kabla powrotnego
-przesunięcie przyłącza kabla zasilającego
-wydłużenie kabla zasilającego
-zainstalowanie zasobnika na tramwaju
-zainstalowanie zasobnika w PT
-zainstalowanie zasobnika w punkcie sieci (pętla),
- zainstalowanie rezystora wyrównawczego szeregowo z kablem powrotnym.
Ze względu na konieczność spełnienia wymagań dotyczących zarówno taboru, jak i efektywności zastosowania zasilania dwustronnego należało rozpatrywać
typowe, występujące aktualnie schematy zasilania i
możliwość ich adaptacji do wymagań zasilania zwiększającego efektywność rekuperacji energii tramwajtramwaj.
Jeden z typowych schematów jednostronnego zasilania sieci trakcyjnej przedstawiono na rys. 2, zgodnie z
nim można w dość prosty sposób uzyskać zasilanie
dwustronne. W przypadku, gdy oba zasilacze są z tej
37
samej podstacji łatwo (w sposób sprzętowy lub programowy, gdy stosowany jest sterownik CZAT) uzyskać uzależnienie w.sz. zasilaczy.
w różnych warunkach ruchowych, w tym skrajnych z
uwzględnieniem spiętrzeń ruchowych (rys. 6). Zwykle
przyjmuje się pracę N-1 zespołów prostownikowych
2.5
2
1.5
1
Rys.2 Zasilanie jednostronne dwóch sekcji sieci trakcyjnej na tym
samym torze, zasilacze przy zewnętrznych izolatorach, sekcje o
zbliżonych długościach, możliwość uzyskania zasilania
dwustronnego poprzez zamknięcie odłącznika na izolatorze
rozdzielającym sekcje.
0.5
0
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
Rys. 4 Przykładowy przebieg mocy chwilowej podstacji (wynik
symulacji)
Rys.3 Zasilacze KZA i KZB zasilające sekcje sieci trakcyjnej
różnych torów o tej samej długości (rezystancji), zasilacze KZB i
KZD o różnych długościach (rezystancjach).
W przypadku przedstawionym na rys. 3 zasilacze
KZA i KZB mają zbliżone rezystancje, zamknięcie
odłącznika Z spinającego sieć obu torów powoduje
powstanie zasilania nadal jednostronnego, ale obciążenie rozkłada się na 2 zasilacze w miarę równomiernie (przy różnicach rezystancji nie większych niż 1520% ), można jedynie obniżyć nastawy w.sz. ze
względu na pracę jednoczesną obu zasilaczy z koniecznością ich uzależnienia. Dopiero zamknięcie
odłącznika Z1 i Z2 powoduje powstanie zasilania
dwustronnego w pętli, zmniejszenie spadków napięć i
zwiększenie wartości minimalnych prądów zwarć w
punkcie zwarcia.
W odniesieniu do zasilaczy i kabli powrotnych wyznaczono prądy zastępcze 15-min. (rys. 9), które w
żadnym przypadku nie powinny przekraczać wartości
dopuszczalnych (przyjęto jako kryterium graniczne
90% wartości dopuszczalnej dla danego zasilacza). W
przypadku przekraczania tych wartości proponowano
dokonanie zmian w układzie zasilania.
Rys. 5 Przykładowa zależność mocy zastępczych różnych
podstacji w funkcji średnich następstw kursowania tramwajów
(układ liniowy zasilania sieci trakcyjnej).
6 Przykładowe wyniki symulacji funkcjonowania
układu zasilania
Do kompleksowych analiz funkcjonowania układu
zasilania zastosowano opracowany w Zakładzie Trakcji Elektrycznej Politechniki Warszawskiej dedykowany pakiet programów symulacyjnych. Uzyskane w
wyniku symulacji obciążenia zasilaczy i podstacji
zestawiono i poddano analizie. Dotyczyło to parametrów pozwalających na dobór poszczególnych urządzeń i elementów obwodów.
5. 1 Obciążenia podstacji trakcyjnej i zasilaczy
Istotnym kryterium jest wykorzystanie mocy
zainstalowanych w podstacjach przy założeniu pracy
38
Rys. 6 Uporządkowane wartości prądów1) zastępczych podstacji
(krzywa 0-wyniki symulacji) i krzywe dopuszczalnej
obciążalności podstacji wyposażonej w 1,2,3 i 4 zespoły
prostownikowe o prądzie znamionowym 1600 A (klasa V
przeciążalności)
1500
PZB5
1000
500
0
-500
-1000
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
Rys. 7 Przebieg prądu chwilowego zasilacza
5.2 Zwarcia
Do obliczeń prądów zwarć przyjmuje się
skrajne przypadki występowania warunków zwarciowych (1 pracujący zespół prostownikowy, spadek
napięcia na łuku, obniżenie napięcia zasilania elektroenergetycznego o 10%, 10% zużycie sieci trakcyjnej),
co powodowało, że wyznaczone wartości są zaniżone,
dają jednak pogląd na możliwość występowania zagrożeń wystąpienia zwarć niewykrywalnych.
1200
PPB2
1000
800
600
Proponowano docelowe wprowadzenie zmian w układzie zasilania w przypadku występowania możliwości
przekroczenia przez zasilacze wartości 4kA przy zbyt
niskich wartościach minimalnych prądów zwarć. Zagadnie zadziałania w.sz. powinno być powiązane z
doświadczeniami eksploatacyjnymi, a zmniejszenie
prawdopo-dobieństwa ich wystąpienia związane jest
m. in. z wartością maksymalnych prądów tramwajów
i regulacjami w zakresie rozładowywania spiętrzeń
ruchowych lub ruchu w warunkach awaryjnych. Wobec uzyskanych informacji o wartościach maksymalnych prądów nowoczesnych tram-wajów, przekraczających 1,4kA, wydaje się uzasadnione zalecenie obniżenia tego prądu do 1-1,1kA. Nie powinno to mieć
istotnego wpływu na parametry trakcyjno-ruchowe
taboru, a w sposób zdecydowany zmniejszy prawdopodobieństwo zadziałania w.sz.. i pozwoli obniżyć
nastawy w.sz. na odcinkach o zbyt niskich wartościach minimalnych zwarć.
5.3 Napięcia w sieci trakcyjnej i potencjały szyn
jezdnych
Wyniki symulacji pozwoliły na ocenę wartości napięć
w sieci trakcyjnej. Napięcia na odbierakach taboru
powinny mieścić się w granicach określonych normą
PN-EN-50-163. Można tu zastosować podane w w/w
normie kryterium napięcia użytecznego, które
uwzględnia wartość napięcia chwilowego z wagą pobieranego prądu.
400
800
200
0
-200
1000
750
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
Rys. 8 Przykładowy przebieg prądu chwilowego kabla powrotnego
700
650
600
0
0.5
1
1.5
2
2.5
Rys. 10 Zestawienie wartości napięć chwilowych w sieci
trakcyjnej w funkcji położenia tramwaju
Rys. 9 Przykładowa zależność prądu zastępczego 15-min.
zasilaczy w funkcji średniego następstwa tramwajów
W warunkach wzrostu udziału taboru z rekuperacją, szczególnie przy spiętrzeniach ruchowych,
których występowanie ma w wielu przypadkach charakter losowy (w trakcie symulacji występowały takie
przypadki), prądy maksymalne zasilaczy: mogą znacząco przekraczać 4kA.
Rys. 11 Wartości napięć użytecznych w sieci trakcyjnej w funkcji
średniego następstwa tramwajów
39
Chwilowe potencjały szyn, nawet w przypadku zasilania w warunkach awaryjnych (ale nie zwarciowych)
nie powinny przekraczać dopuszczalnych wartości ze
względu na bezpieczeństwo (w miejscach publicznych: 60V).
Porównanie tych parametrów pozwala na oszacowanie efektywności poszczególnych konfiguracji
dokonywanych modernizacji i celowości ich wdrożenia.
W celu zapewnienia bezpieczeństwa na przystankach
i innych miejscach o dużym dostępie dla pasażerów i
osób postronnych zalecane jest stosowanie środki
ochrony przewidzianych normą PN-EN 50-122-1, w
tym uszynienia otwartego.
20
Rys. 14 Stosunek moc średnia podstacji/moc średnia pojazdów w
funkcji następstwa tramwajów
15
5.5 Oddziaływanie na infrastrukturę techniczną
10
5
0
-5
0
0.5
1
1.5
2
2.5
Rys.12 Chwilowe potencjały szyn w funkcji położenia tramwaju.
Zainstalowane w podstacjach trakcji miejskiej prostowniki są elementami nieliniowymi dużej mocy
pobierającymi z systemu elektroenerge-tycznego prąd
odkształcony, co wywołuje z kolei odkształcenie napięcia w liniach zasilających. Jest to szkodliwe z
punktu widzenia jakości energii dostarczanej do innych odbiorników wrażliwych na zasilanie napięciem
odkształconym, może również powodować wystąpienie rezonansów (długookresowe).
Rys. 13 Napięcia średnie szyn w średniego następstwa tramwajów
5.4 Efektywność hamowania odzyskowego
Zastosowanie przedstawionej metodyki analiz pozwala na dokonanie oceny efektywności hamowania odzyskowego w różnych konfiguracjach sieci zasilającej. Można do tego zastosować porównanie:
mocy średniej (energii) pobranej z podstacji i
mocy pobranej przez pojazdy,
relacji mocy średniej (energii) pobranej z podstacji trakcyjnej do energii dostarczonej do pojazdów
trakcyjnych (rys. 14).W przypadku braku hamowania odzyskowego współczynnik ten pozwala
określić straty energii w układzie zasilania i jest
zawsze większy od 1, z kolei przy efektywnym
hamowaniu odzyskowym może być mniejszy od
1, gdyż pojazdy tramwajowe przekazują sobie
energię hamowania odzyskowego.
40
Rys.15 Przebieg odkształceń nieliniowych napięcia w funkcji
czasu na szynach 15 kV w GPZ (liniami zaznaczono limity).
Rys.16 Wahania napięcia na szynach 15kV w GPZ w funkcji
częstotliwości wystąpień (dla obciążenia podstacji) w porównaniu
z różnymi kryteriami: 1 – kryterium percepcji wahań, 2 –
kryterium irytacji; 3, 4 – inne kryteria
Uzyskane w wyniku obliczeń symulacyjnych przebiegi obciążeń podstacji zostały wykorzystane do
przeprowadzenia analiz oddziaływania podstacji trakcyjnych na sieć zasilającą (harmoniczne, wahania
napięcia) i sprawdzenia spełniania wymaganych przepisów (Rozporządzenia Ministra Gospodarki z 4 maja
2007r. i normy EN50160). Określono wymagane
warunki zasilania podstacji z sieci zasilającej, tak aby
powyższe wymagania zostały spełnione.
5.6 Wymagania w zakresie ochrony przed prądami
błądzącymi
Istotnym problemem eksploatacyjnym systemu tramwajowego z punktu widzenia układu zasilania są prądy błądzące. W aktualnej normie : PN-EN 50122-2:
(wersja styczeń -2011) Zastosowania kolejowe. Urządzenia stacjonarne. Część 2: Środki ochrony przed
oddziaływaniem prądów błądzących wywołanych
przez trakcję elektryczną w wymaganiach ogólnych
zwrócono uwagę na problem prądów błądzących oraz
konieczność opracowania studium dotyczącego problemu prądów błądzących, które należy wykonywać
wspólnie ze stronami, których to dotyczy.
Izolacja szyn jezdnych powinna być skoordynowana z innymi środkami ochrony, które zapewnią,
że napięcia dostępne wytworzone przez trakcyjne
prądy powrotne i napięcia dotykowe wytworzone
przez prąd w przypadku awarii, nie przekroczą
wartości dopuszczalnych, podanych w normie
PN-EN 50122-1.
W porównaniu do poprzedniej wersji tej normy
dodano stwierdzenie, że gdy średnia wartość napięcia w szynach (dla obciążenia średniorocznego) nie przekracza 5 V oraz konduktancja jednostkowa nie przekracza watości 0,5 S/km (dla
jednego toru) nie jest wymagane stosowanie innych środków ochrony od prądów błądzących.
5.6 Zastosowanie zasobników energii
W ostatnim okresie pojawiły się w Polsce superkondensatorowe zasobniki energii oferowane m. in. przez
Instytut Elektrotechniki w Warszawie. Dlatego uzasadnione jest w trakcie wykonywania studiów i analiz
dot. układów zasilania rozpatrzenie celowości zastosowania zasobnika.
Zastosowanie zasobników energii w układzie zasilania lub na pojeździe pozwala na:
- zmniejszenie szczytów i wyrównywanie obciążeń
dzięki zmniejszeniu zapotrzebowania na moc
szczytową (zasobnik zaczyna oddawać moc przy
wzroście zapotrzebowania). Może to dawać w
efekcie zmniejszenie mocy zamawianej i zmniejszenie kosztów opłat za moc 15-min. i jej przekroczenia.,
-
poprawę warunków napięciowych, dzięki zmniejszeniu obciążenia systemu, dzięki czemu zwiększa się sprawność i prędkość jazdy pociągów
(charakterystyka trakcyjna zależy od napięcia),
- poprawę warunków dostawy mocy w przypadku
awarii. Energia zgromadzona w zasobniku, dostarczona do pojazdów, pozwala na dojechanie pociągów do przystanku nawet w przypadku zaniku zasilania podstacji.
- wyrównywanie obciążeń w okresach zwiększonego zapotrzebowania na energię z systemu (gromadzenie energii w zasobniku gdy zapotrzebowanie
na energię jest niewielkie i oddawanie w godzinach szczytu poboru z systemu elektroenergetycznego).
W zależności od umiejscowienia zasobnika możemy
uzyskać następujące efekty:
zasobnik na pojeździe:
obniżony pobór mocy maksymalnej i obniżenie kosztów przyłączy
znaczne obniżenie poboru energii
zmniejszenie strat energii w sieci
w przypadku prowadzenia ruchu mieszanego
(pojazdy nowego i starego typu) – możliwość
transferu energii ze zwykłych pojazdów (nie
wyposażonych w zasobnik) do zasobnika w
tramwaju
w przypadku jednolitego taboru nowego typu
– obniżenie kosztów inwestycyjnych w podstacjach i obwodach zasilania.
możliwe znaczne zmniejszenie nastaw wyłączników szybkich i możliwość eliminacji
problemu wyłączalności zwarć dalekich.
zwiększenie trwałości elementów układu zasilania.
możliwe znaczne zwiększenie gęstości ruchu
pojazdów bez modernizacji systemu zasilania.
zmniejszenie średniego i maksymalnego prądu w sieci powrotnej, co zmniejsza wartości
prądów błądzących (w przypadku zasobnika
w podstacji następuje wzrost wartości skutecznej prądów błądzących);
zasobnik w układzie zasilania:
możliwość obniżenia maksymalnej mocy pobieranej z systemu elektroenergetycznego
możliwość zastosowania dowolnego typu zasobnika
wykorzystanie zasobnika dla istniejącego taboru
wadą jest zależność wykorzystania zasobnika
od udziału ruchu tramwajów z możliwością
rekuperacji energii do sieci w ruchu całkowitym. Przy małej liczbie tramwajów z rekuperacją stopień wykorzystania zasobników jest
niski.
41
Przeprowadzone analizy [5] wykazały, że zastosowanie zasobników może być uzasadnione i zależy od
typu taboru, częstości kursowania i konfiguracji
układu zasilania. Szczególnie dotyczy to obszarów o
niskiej gęstości ruchu lub o słabym układzie zasilania.
Wtedy zasobnik może stanowić tzw. zastępczą podstację.
Dodatkową zaletą zastosowania zasobników jest
stabilizacja napięcia w sieci, i to zarówno przy większych obciążeniach (zwiększenie napięcia) jak i przy
rekuperacji (ograniczenie napięcia) oraz w stanach
przejściowych (ograniczenie przepięć).
Podsumowanie
Wprowadzenie nowoczesnego taboru tramwajowego
stanowi wyzwanie dla istniejącej infrastruktury tramwajowej. Aby uzyskać spodziewane efekty oszczędności energii należy poddać dość gruntownej analizie
warunki funkcjonowania systemu tramwajowego i
istniejących układów zasilania. W większości przypadków konieczne będą modernizacje w odniesieniu
do poszczególnych odcinków zasilania i podstacji,
mające na celu z jednej strony zapewnienie niezawodności funkcjonowania układu zasilania dla docelowego udziału taboru z rekuperacją, z drugiej strony
zwiększenie efektywności wykorzystania hamowania
odzyskowego i zmniejszenie zużycia energii. Prowadzone dla szeregu tras i linii analizy wykazały, że
nawet przy stosunkowo niewielkich nakładach w modernizowanym układzie zasilania można uzyskać
szybko zwracające się efekty (oszczędność energii i w
efekcie zmniejszenie emisji CO2), umożliwić efektywne zasilanie nowoczesnego taboru oraz poprawić
niezawodność zasilania poprzez zmniejszenie prawdopodobieństwa występowania zakłóceń i awarii.
42
Literatura
[1.] Drążek Z., Mierzejewski L., Szeląg A.- Zasilanie
dwustronne w trakcji miejskiej. Technika Transportu
Szynowego nr 2/1996, s.35-37
[2.] Szeląg A. - Obliczanie tramwajowej sieci powrotnej w
celu zmniejszenia upływu z szyn jezdnych prądów
błądzących. Konf. N-T "Trakcja elektryczna w
komunikacji miejskiej " TRAM'96, Gdańsk 9-11 V
1996, s.95-102
[3.] Szeląg A. - Wymiarowanie granicznych zdolności
przesyłu energii w sieci zasilającej i powrotnej trakcji
tramwajowej. SEMTRAK’96, s. 289-298
[4.] Z. Drążek, L. Mierzejewski, A. Szeląg –Obliczenia
metodami analitycznymi parametrów sieci zasilającej
i powrotnej układów zasilania trakcji tramwajowej
(1). Technika Transportu Szynowego 7-8/2001, s. 5965
[5.] Szeląg A., Drążek Z., Maciołek T., Patoka M,Studium układu zasilania trakcji tramwajowej
Tramwajów Warszawskich sp. z o.o.”, Praca Zakładu
Trakcji Elektrycznej PW na zlecenie Tramwajów,
Warszawskich, Warszawskich, Warszawa, 2010-2011
[6.] Szeląg A. - Zwiększanie efektywności energetycznej
transportu
szynowego.
Technika
Transportu
Szynowego 12/2008, s.12-18
Mirosław Łastowski
Ograniczenie zużycia energii jako efekt modernizacji
lokomotywy elektrycznej EU07
W artykule zaprezentowano wybrane aspekty modernizacji lokomotywy typu
4E/303E serii EU07, związane z ograniczeniem zużycia energii. Lokomotywa typu 303Ea serii EU07A, powstała w wyniku modernizacji, posiada nowoczesny napęd trakcyjny z falownikami IGBT i silnikami asynchronicznymi
prądu przemiennego, który umożliwia rozruch częstotliwościowy i zwrot
energii hamowania do trakcyjnej sieci zasilającej (rekuperację). Silniki napędów pomocniczych wentylatorów i sprężarek, również prądu przemiennego, są zasilane z wielowyjściowej przetwornicy statycznej z indywidualnymi
rozruchami częstotliwościowymi dla każdego wyjścia. Oświetlenie zewnętrzne i wewnętrzne jest wykonane w technice LED.
1. Wstęp
Lokomotywa EU07 powstała na bazie konstrukcji
angielskiej lokomotywy EU06. Przeznaczona była do
prowadzenia pociągów pasażerskich i towarowych.
Produkowano ją w latach 1965 – 1974 we wrocławskim „Pafawagu” jako 4E, a następnie w latach 1983
– 1992 w Fabryce Wagonów HCP jako 303E. Łącznie
powstało około 480 sztuk lokomotyw EU07. Część
eksploatowanych lokomotyw była w różnym zakresie
modernizowana, jednak dopiero obecna modernizacja
zrealizowana wspólnie przez Instytut Pojazdów Szynowych „TABOR” w Poznaniu i ZNTK Oleśnica S.A.
jest kompleksowa. W pudle pojazdu wymieniono
wszystkie urządzenia i zastosowano nowoczesną aparaturę. Układy biegowe z nowymi asynchronicznymi
silnikami trakcyjnymi o większej mocy przystosowano do większej prędkości 160 km/h. Lokomotywę
wyposażono w mikroprocesorowy system sterowania i
diagnostyki.
Widok ogólny zmodernizowanej lokomotywy przedstawiono na fot. 1.
Podstawowe cechy lokomotywy, które uległy zmianie
w wyniku modernizacji zestawiono w tabeli 1.
Fot. 1 Widok ogólny lokomotywy 303Ea [fot. autor]
Tabela 1. Zakres modernizacji lokomotywy EU07
Lp.
1.
2.
Cecha
Moc znamionowa lokomotywy
Maksymalna
prędkość eksploatacyjna
Stan
przed
modernizacją
Stan uzyskany
w wyniku
modernizacji
2000 kW
3200 kW
125 km/h
160 km/h
3.
Napęd trakcyjny
silniki prądu
stałego
4.
Układ sterowania
przekaźnikowy
5.
Układ hamulca
tradycyjny
6.
Układ przeciwpoślizgowy
sygnalizacja
7.
Napędy pomocnicze
8.
Przeniesienie
napędu i zawieszenie silników
trakcyjnych
9.
Warunki pracy
maszynistów
silniki prądu
stałego
wał łożyskowany ślizgowo;
zawieszenie za
pośrednictwem
podkładek
gumowoparcianych
wysoki poziom hałasu,
wysokie drgania,
niski komfort
silniki prądu
przemiennego
zasilane z falowników IGBT
mikroprocesorowy
zintegrowany, z
tablicą pneumatyczną i hamulcem postojowym
sprężynowym,
współpracujący z
hamulcem elektrodynamicznym
automatyczny
dla rozruchu i
hamowania
silniki prądu
przemiennego
wał drążony z
łożyskowaniem
tocznym;
zawieszenie za
pośrednictwem
elementów elastomerostalowych
zgodne z obowiązującymi
normatywami
10.
Energochłonność
duża
optymalna
11.
Wskaźnik gotowości technicznej
≤ 0,8
ok. 0,95
43
Rys. 1 Przebiegi parametrów hamowania lokomotywy 303Ea podczas hamowania elektrodynamicznego (prędkość
początkowa 160 km/h, hamownie nagłe) [IPS „Tabor”]
2. Napęd trakcyjny
Falowniki trakcyjne FT-1600-3000 firmy MEDCOM
umożliwiają rozruch, jazdę z zadaną siłą trakcyjną,
wybieg oraz hamowanie lokomotywy. Falowniki trakcyjne zapewniają przetwarzanie napięcia wejściowego
3000 VDC na regulowane wyjściowe napięcie przemienne w zakresie od 0 do napięcia znamionowego
44
silników trakcyjnych.
Dla osiągnięcia zwiększonej do 160 km/h prędkości
jazdy podniesiono moc silników trakcyjnych.
Uzyskano to modernizując silniki EE541 (o mocy 520
kW) poprzez zabudowanie w ich korpusach maszyn
prądu przemiennego o mocy 800 kW. Do przebudoPOJAZDY SZYNOWE NR 3/2011
wanych przez ZNTK Oleśnica S.A. korpusów silników Zakład Maszyn Elektrycznych EMIT S.A. zamontował silniki asynchroniczne. Nowe silniki mają
oznaczenie EY 541 X4.
Układ napędowy umożliwia odzysk energii hamowania, a w razie braku możliwości odbioru energii przez
sieć zasilającą – hamowanie na opornik. Hamulec
elektrodynamiczny współpracuje z hamulcem elektropneumatycznym. Na rys. 1 przedstawiono przebiegi
zarejestrowane podczas prób homologacyjnych.
W kabinach maszynisty zastosowano energooszczędne
oświetlenie LED z oprawami okrągłymi firmy
Teknoware z funkcją płynnego przyciemnienia oraz
możliwością przełączenia na oświetlenie nocne –
niebieskie (fot. 3).
3. Napędy pomocnicze
Wprowadzono napędy maszyn pomocniczych z wykorzystaniem silników asynchronicznych zasilanych z
wielowyjściowej przetwornicy ENI-PL3000/130/S
firmy ENIKA z rozruchem częstotliwościowym. Możliwe jest sterowanie obrotami poszczególnych silników w zależności od potrzeb – np. napęd wentylatorów silników trakcyjnych uzależniony jest od temperatury ich uzwojeń (patrz tabela 2), co nie tylko daje
oszczędności energii, ale również służy ograniczeniu
zużycia łożysk i emisji hałasu.
Lampa o barwie ciepłobiałej
Tabela 2. Regulacja obrotów wentylatorów silników
trakcyjnych w lokomotywie EU07A
Próg
temperatury
uzwojeń silnika
Prędkość
względna
wentylatora
°C
≤
40
50
60
70
80
% nN
20
40
60
80
100
4. Oświetlenie zewnętrzne i wewnętrzne
Na czołach lokomotywy zabudowano nowe projektory
świateł głównych i sygnałowych firmy Pintsch Bamag
(fot. 2).
Lampa o barwie białej
Oświetlenie pełne
Fot. 2 Reflektor i światła sygnałowe wykonane w technice LED
[fot. autor]
45
W tabeli 3 zestawiono korzyści energetyczne wynikające z zastosowania energooszczędnych źródeł światła. Dodatkową zaletą jest wielokrotnie większa żywotność lamp LED.
Tabela 3. Bilans mocy obwodów oświetlenia 24 V w
lokomotywie EU07A
Lp.
Rodzaj obciążenia
PRZED MODERNIZACJĄ
Reflektory halogenowe
Oświetlenie wewnętrzne
Razem:
PO MODERNIZACJI
1b Reflektory LED
2b Oświetlenie wewn. LED
Razem:
1a
2a
Oświetlenie nocne (niebieskie)
Fot. 3 Oprawy oświetleniowe LED zabudowane w suficie kabiny
maszynisty [fot. autor]
Przedział maszyn wyposażono w energooszczędne
oświetlenie typu LED z oprawami podłużnymi firmy
Teknoware, które zapewnia odpowiednią ekspozycję
poszczególnych podzespołów (fot. 4). Również tylna
część szafy NN posiada indywidualne oświetlenie
typu LED.
Pobór
mocy
[W]
Pobór
prądu
[A]
Ładunek pobrany
z baterii (5 h)
[Ah]
400
200
600
16,7
8,4
25,1
83.5
42
125,5
100
75
175
4,2
3,2
7,4
21
16
37
5. Podsumowanie
Wprowadzone w wyniku modernizacji zmiany, przedstawione powyżej, podwyższają parametry techniczne lokomotywy, poprawiają warunki pracy maszynisty, obniżają koszty eksploatacji, podnoszą współczynnik gotowości technicznej lokomotywy i niwelują
przepaść technologiczną między lokomotywami
obecnie eksploatowanymi w Polsce a lokomotywami
współcześnie produkowanymi na świecie.
Fot. 4 Korytarz przedziału maszynowego z oprawami
oświetleniowymi LED [fot. autor]
46
Rafał Cichy
Analiza TSI pod kątem wymagań wpływających na
energochłonność systemu transportu kolejowego
W artykule zaprezentowano wyniki analizy Technicznej Specyfikacji Interoperacyjności dla podsystemu Tabor kolejowy – lokomotywy i tabor pasażerski,
oraz Techniczną Specyfikację Interoperacyjności dotycząca podsystemu
„Tabor” transeuropejskiego systemu kolei dużych prędkości pod kątem wymagań które mogą mieć wpływ na energochłonność transportu kolejowego.
1. Wstęp
Leżący u podstaw funkcjonowania Unii Europejskiej Traktat Lizboński wskazuje na konieczność dokonywania niezbędnych zmian w transporcie europejskim w celu ujednolicenia systemu kolei w Europie.
Jednoznacznie wskazuje na to cytat: „Aby pomóc
osiągnąć cele określone w artykułach 26 i 174 oraz
umożliwić obywatelom Unii, podmiotom gospodarczym, wspólnotom regionalnym i lokalnym pełne
czerpanie korzyści z ustanowienia obszaru bez granic
wewnętrznych, Unia przyczynia się do ustanowienia i
rozwoju sieci transeuropejskich w infrastrukturach
transportu, telekomunikacji i energetyki…”. Przywołany art. 26 mówi iż „rynek wewnętrzny obejmuje
obszar bez granic wewnętrznych, w którym jest zapewniony swobodny przepływ towarów, osób, usług i
kapitału, zgodnie z postanowieniami Traktatów”, a
czyni się tak „w celu wspierania harmonijnego rozwoju całej Unii rozwija ona i prowadzi działania służące
wzmocnieniu jej spójności gospodarczej, społecznej i
terytorialnej”[1].
Unia Europejska stoi przed dużym wyzwaniem,
które w ostateczności ma na celu ujednolicenie systemu kolei. Ważnym krokiem w kierunku ujednolicenia
kolei Europejskiej była Dyrektywa Rady 96/48/WE z
dnia 23 lipca 1996 r. w sprawie interoperacyjności
transeuropejskiego systemu kolei dużych prędkości
[2]. Kierując się wytycznymi dyrektywy decyzją Komiosji z dnia 21 lutego 2008 r. wprowadzono w życie
Techniczną Specyfikację Interoperacyjności dotycząca podsystemu „Tabor” transeuropejskiego systemu
kolei dużych prędkości (2008/232/WE) [6]. Kolejna
Dyrektywa 2001/16/WE Parlamentu Europejskiego i
Rady Europy z dnia 19 marca 2001 r. dotyczyła interoperacyjności transeuropejskiego systemu kolei
konwencjonalnych [3]. Dyrektywy te zostały zastąpione Dyrektywą 2008/57/WE w sprawie interoperacyjności systemu kolei we Wspólnocie (zmienionej
Dyrektywa Komisji 2011/18/UE z dnia 1 marca
2011r. zmieniająca załączniki II, V i VI do dyrektywy
Parlamentu Europejskiego i Rady 2008/57/WE w
sprawie interoperacyjności systemu kolei we wspólnocie[5]) powołującą do życia Techniczną Specyfikację Interoperacyjności (TSI) dla podsystemu tabor
kolejowy – tabor pasażerski” systemu kolei konwencjonalnych wprowadzonej Decyzją Komisji z dnia 26
kwietnia 2011 (2011/291/UE) [7].
Celem Technicznych Specyfikacji Interoperacyjności jest postawienie wymagań, który musi spełniać
tabor w celu poruszania się po transeuropejskiej sieci
kolejowej. Wymagania te mają wpływ na energochłonność transportu kolejowego.
2. Wymagania TSI dla kolei dużych prędkości
Jako koleje dużych prędkości należy rozumieć takie, które poruszają się z prędkością powyżej
190 km/h. TSI wskazuje parametry, które należy
uwzględnić projektując poszczególne elementy, a
które mogą mieć wpływ na energochłonność.
Pierwszym elementem wymienianym w TSI mogącym mieć wpływ na energochłonność są drzwi zewnętrzne. Wymagania stawiane drzwiom dotyczą
sterowania, oraz zasad bezpieczeństwa. Drzwi mogą
być wyposażone w przyciski do otwierania, który
47
musi być podświetlony lub przynajmniej podświetlony na obrzeżu. System drzwi zewnętrznych musi
umożliwiać personelowi pociągu (maszyniście lub
konduktorowi) zamknięcie i zablokowanie drzwi
przed odjazdem pociągu. Dodatkowo, jeśli drzwi zaczną się zamykać musi zostać włączony sygnał
dźwiękowy. Drzwi muszą być wyposażone w elementy sygnalizujące awarie, które mogą być zasilane elektrycznie i muszą podlegać kontroli. Elementy te, których kontrola jest wymagana przez TSI, mogą być
zasilanie elektrycznie i mają bezpośredni wpływ na
energochłonność. Drugim aspektem dotyczącym
drzwi jest ich ilość i wielkość. Ilość i wielkość drzwi
uwarunkowana jest sytuacjami awaryjnymi i musi
umożliwić opuszczenie pojazdu w ciągu trzech minut.
Parametry te wpływają bezpośrednio na energochłonność podczas normalnej eksploatacji. Otwieranie i
zamykanie drzwi, czas ich pozostawania w stanie
otwartym ma bezpośredni wpływ na warunki środowiskowe panujące wewnątrz pojazdu a w związku z
tym pośredni wpływ na energochłonność. Ponieważ
pasażerom należy zapewnić odpowiednie warunki
podróżowania (temperatura, wilgotność, wentylacja,
itp.) zasilane elektrycznie urządzenia odpowiedzialne
za komfort pasażerów przyczyniają się do zwiększenia energochłonności pojazdu.
Kolejnym elementem omówionym w TSI mającym
wpływ na energochłonność są szyby kabiny maszynisty. Wymaganiem koniecznym do spełnienia jest
obowiązek zastosowania szyb ogrzewanych wyprodukowanych ze szkła bezpiecznego. Szyby powinny być
również wyposażone w urządzenia odladzające, odmgławiające oraz zewnętrzne urządzenia czyszczące.
Elektryczne urządzenia zapewniające spełnienie stawianych wymagań w sposób bezpośredni wpływają
na pobór i zużycie energii.
Istotnymi wymaganiami stawianymi pojazdom
mającymi wpływ na pobór energii są wytyczne
dotyczące procesu hamowania. Według wytycznych
TSI pociągi powinny być wyposażone w systemy
kontroli hamowania z jednym lub kilkoma poziomami
opóźnienia.
Udział elektrycznych hamulców dynamicznych
uwzględnia się w obliczaniu skuteczności tylko wtedy, gdy:
– ich działanie jest niezależne od obecności
napięcia w sieci trakcyjnej, lub
– jest to dopuszczone przez państwo
członkowskie.
48
Hamowanie elektryczne może odbywać się jeśli:
– Jeśli instalacje elektroenergetyczne (podstacje) są do tego przystosowane, oddawanie energii elektrycznej wytwarzanej podczas hamowania jest dopuszczalne, ale nie
może powodować przekroczenia wartości
granicznych napięcia określonych w normie EN 50163:2004.
– Wszystkie pojazdy szynowe powinny być
wyposażone w możliwość odłączania hamulców i sygnalizację stanu hamulców.
– Oprócz tego, pociągi o prędkości maksymalnej większej niż 200 km/h należy wyposażyć w układ diagnostyki awarii układu
hamulcowego.
Dla hamulców elektromagnetycznych, które stykają się z szyną, stosuje się wymóg mówiący iż nie mogą być one stosowane przy prędkościach większych
niż 280 km/h. Przy ocenie skuteczności hamowania
awaryjnego na wszystkich liniach dopuszcza się
uwzględnienie w hamowaniu udziału hamulców elektromagnetycznych niezależnych od przyczepności
koła do szyny, jako środków zapewniających odpowiednią skuteczność hamowana.
Dla pociągów wyposażonych w hamulce wiroprądowe TSI stawia wymagania, które również wpływają
na energochłonność.
Jak wyszczególniono w TSI „Infrastruktura” dla
kolei dużych prędkości, wyd. 2006, zastosowanie tego
typu hamulca, działającego niezależnie od przyczepności, na liniach (które mają zostać wybudowane,
zmodernizowanych lub łączących) transeuropejskiej
sieci kolei dużych prędkości jest dozwolone na następujących warunkach:
– Do hamowania awaryjnego na wszystkich
liniach oprócz niektórych określonych linii
łączących wymienionych w rejestrze infrastruktury.
– Do pełnego lub normalnego hamowania
zasadniczego na odcinkach linii, gdzie zezwala na to zarządca infrastruktury. W tym
przypadku warunki ich stosowania powinny być zamieszczone w rejestrze infrastruktury.
Pociągi wyposażone w tego typu hamulce muszą
spełniać następujące wymagania techniczne:
– Hamulce niezależne od przyczepności kół
do szyn są dopuszczone do stosowania od
–
prędkości maksymalnej do 50 km/h.
(Vmax ≥V ≥ 50 km/h)
– Maksymalne średnie opóźnienie musi być
mniejsze od 2,5 m/s2 (wartość ta, związana z wzdłużną wytrzymałością toru, musi
zostać spełniona przy zastosowaniu
wszystkich hamulców).
– W najmniej korzystnym przypadku, tj. dla
wielu trakcyjnych pociągów zespołowych
połączonych w trakcji wielokrotnej w pociąg o największej dopuszczalnej długości,
największa wzdłużna siła hamowania wywierana na tor przez hamulec wiroprądowy
nie może przekraczać:
– 105 kN dla hamowania z siłą niższą niż
2/3 pełnego hamowania zasadniczego
– Wartości zmiennych liniowo od 105 kN do
180 kN dla hamowania z siłą od 2/3 do
pełnego hamowania zasadniczego
– 180 kN dla pełnego hamowania zasadniczego
– 360 kN podczas hamowania awaryjnego
Te wymagania przytoczone za TSI mają wpływ na
energochłonność. Ich wielkość jest uzależniona w
zależności od konkretnego pojazdu i jego wyposażenia. Dodatkowo na energochłonność mają wpływ
wymagania stawiane hamulcom w różnych sytuacjach
takich jak: zabezpieczenie unieruchomionego pociągu,
skuteczność hamowania na torach o dużym nachyleniu oraz wymagania dla celów ratowniczych.
Kolejnymi wymaganiami stawianymi pojazdom
szynowym wpływającymi na energochłonność są te,
które związane są z informacjami dla pasażerów oraz
łączności z pasażerami. Jak podkreśla TSI pociągi
muszą być wyposażone w minimum środki łączności
głosowej, które mają służyć do:
– komunikacji między personelem pociągu z
pasażerami,
– komunikacji personelu pociągu miedzy
sobą i kontrolą naziemną,
– komunikacji
wewnętrznej
pomiędzy
członkami pociągu i kontroli naziemnej w
szczególności między maszynistą i personelem znajdującym się w obszarach zajmowanych przez pasażerów.
Ważnym wymaganiem jest to, że urządzenia te
muszą pozostawać w stanie gotowości przez co najmniej trzy godziny niezależnie od głównego źródła
zasilania. Zachowana musi być również zasada, że
łączność musi być zaprojektowana w taki sposób aby
w razie uszkodzenia jednego z elementów zachować
ciągłość pracy co najmniej połowy głośników które są
rozmieszczone w całym pociągu. Do kontaktowania
się pasażerów z personelem powinien być założony
alarm.
Komunikacja z pasażerami musi być również zapewniona poprzez umieszczenie urządzeń dla sygnalizacji niebezpieczeństwa. Należy w nie wyposażyć
wszystkie pomieszczenia dostępne przez pasażera, za
wyjątkiem przedsionków, przejść międzywagonowych i toalet. Uruchomienie alarmu powinno zapoczątkować działania, które również mają wpływ na
energochłonność. TSI opisuje takie sytuacje:
– zapoczątkować hamowanie,
– spowodować wyzwolenie optycznego
(błyskająca lub świecąca lampka) i dźwiękowego
(brzęczyk/klakson albo komunikat głosowy) alarmu w kabinie maszynisty,
– spowodować wysłanie wiadomości (sygnał
dźwiękowy lub optyczny albo komunikat
drogą radiową przez radiotelefon lub telefon komórkowy) przez maszynistę lub automatyczny system do personelu pociągu
pracującego wśród pasażerów.
– przekazać potwierdzenie, rozpoznawalne
przez osobę, która włącza sygnał (sygnał
dźwiękowy w pojeździe, włączenie hamulców itp.)
Należy również zwrócić uwagę, że pociągi muszą
być wyposażone w instalację do sygnalizacji pożaru
taką, który wykryje jego powstanie we wczesnym
stadium.
Niezbędnym elementem wyposażenia każdego pociągu wpływającym na energochłonność jest jego
oświetlenie zewnętrzne. W przypadku świateł TSI
precyzyjnie je definiuje aby uniknąć wątpliwości w
stosowanej nomenklaturze
– Reflektor przedni – białe światło na przednim końcu pociągu, przewidziane do zapewnienia świetlnego ostrzeżenia o zbliżającym się pociągu oraz do oświetlania
znaków przy torze,
– Lampa czołowa – białe światło na przednim końcu pociągu przewidziane do
sygnalizowania obecności pociągu.
49
–
Lampa tylna – czerwone światło na tylnym
końcu pociągu przewidziane do sygnalizowania obecności pociągu.
– Lampy kombinowane
– Lampy kombinowane (np. lampy wielofunkcyjne) powinny być dozwolone tylko
wtedy, gdy spełniają wymagania dla lamp
jednofunkcyjnych.
W tabeli 1 zaprezentowano wymagania dla świateł
zewnętrznych.
Dla końca pociągu przewidziano wymagania przedstawione w tabeli 2
Wymagania stawiane światłom są zbieżne z wymaganiami przepisów obowiązujących dla kolei dużych prędkości. Konieczność stosowania przepisów
pociąga więc za sobą odpowiednie zapotrzebowanie
na energię dla pojazdów poruszających się po torach.
Oświetlenie mające na celu zachowanie bezpieczeństwa jest tego istotną częścią. TSI stawia wymagania
dotyczące również oświetlenia wnętrza pojazdu w
Tabela 1
Światłość w osi lampy (cd)
Światłość (cd) przy każdym
kącie w zakresie 50 od osi po
każdej stronie osi w
płaszczyźnie poziomej
Światłość (cd) przy każdym
kącie pod kątem 450 od osi po
każdej stronie osi w
płaszczyźnie poziomej
Tabela 2
momencie, gdy nastąpi awaria dotyczące czasów
działania i natężenia światła. W celu zapewnienia
ochrony i bezpieczeństwa na pokładzie pociągu w
sytuacji awaryjnej należy wyposażyć pociągi w
system oświetlenia awaryjnego. System ten musi
zapewniać natężenie oświetlenia w obszarach
przeznaczonych dla pasażerów i obsługi, i spełniać
następujące wymagania:
– minimalny czas działania wynosi trzy
godziny od chwili utraty głównego zasilania,
– natężenie światła na poziomie podłogi
wynosi co najmniej 5 luksów.
W celu zapewnienia komfortu prowadzącemu
pojazd wymagana jest wentylacja kabiny maszynisty.
Stosowane urządzenia muszą zapewnić 30 m3/godz.
świerzego powietrza. Maszynista musi mieć
możliwość odbierania sygnałów o niebezpieczeństwie.
Muszą więc być zastosowane systemy diagnostyczne,
które pozwolą na czas wykryć usterkę. Do
Wymagania dla świateł
Światłość lamp głównych
Lampa główna przyciemniona
12 000 – 16 000
> 3 000
> 10 000
Światłość lamp czołowych
Przyciemniona dolna lampa
czołowa
Minimum 1000
Dolna lampa czołowa z pełną
mocą
300 – 700
20 – 40
Światłość górnych lamp czołowych
czołowa
Minimum 50
czołowa
150 – 350
Wymagania dla świateł końca pociągu
Natężenie światła (cd) na osi lampy 15–40
Natężenie światła (cd) pod kątem 7,5° od osi po
każdej stronie w płaszczyźnie poziomej. Minimum
10
Natężenie światła (cd) pod kątem 2,5° od osi po
każdej stronie w płaszczyźnie pionowej
50
Lampa przednia z pełna mocą
> 10000
Lampa końca pociągu
15 – 40
Minimum 10
Minimum 10
obowiązkowych systemów diagnostycznych w który
musi być wyposażony pojazd należą:
– Działanie drzwi,
– Wykrywanie niestabilności,
– Pokładowe monitorowanie stanu łożysk
osi,
– Włączanie alarmu dla pasażerów,
– Układ hamulcowy,
– Wykrywanie wykolejenia,
– Wykrywanie pożaru,
– Awaria urządzenia do kontroli czujności
maszynisty,
– Informacje podawane przez podsystem
„Sterowanie.
Informacje te ( których większość została omówiona) podnoszą bezpieczeństwo, ale jednocześnie mają
wpływ na energochłonność.
Wymagania stawiane koleją dużych, w myśl
dyrektywy 2008/57/WE, prędkości są w dużej mierze
zbieżne z wymaganiami stawianymi koleją konwencjonalnym.
3.
Wymagania TSI dla kolei konwencjonalnych
Podobnie jak dla pociągów dużej prędkości pierwszym elementem wpływającym na energochłonność
jest system nagłośnienia i komunikacji z pasażerami.
Wymagania stawiane tym elementom są podobne jak
dla kolei dużych prędkości i mają podobny wpływ na
energochłonność. Podobnie drzwi i okna i szyby.
Różnica dla obliczanego bilansu energetycznego pojazdów dużej prędkości i konwencjonalnych może
wynikać z dopuszczenia do eksploatacji pojazdów z
oknami, które mogą być otwierane przez pasażerów i
nie mogą być zablokowane przez pasażerów. Projektując tabor w którym takie rozwiązania mogą mieć
zastosowanie należy mieć na uwadze zwiększoną
możliwość wymiany powietrza, a w związku z tym
zwiększenie zapotrzebowania na energię.
Nieco inne wymagania postawiono oświetleniu
zewnętrznemu i sygnałom dźwiękowym. W przypadku wymagań stawianych tym elementom należy brać
pod uwagę. Wymagania norm europejskich EN
15153-1 [8] i EN 15153-2 [9]. Jak łatwo zauważyć są
to wymagania dla pociągów dużych prędkości. TSI
przywołuje je precyzyjnie konkretne punkty tych
norm. Wymagania odpowiadają wymagania odpowiadają wymaganiom dla kolei dużych prędkości.
TSI określa również moc maksymalną i prąd
maksymalny który może być pobierany z sieci
trakcyjnej. Pojazdom elektrycznym stawia się następujące wymagania:
– Elektryczne pojazdy kolejowe, o mocy
wyższej niż 2 MW (w tym zadeklarowany
skład stały i predefiniowany) muszą być
wyposażone w funkcję ograniczania prądu,
zgodnie z wymaganiem określonym normą
EN 50388.
– Elektryczne pojazdy kolejowe muszą być
wyposażone w samoczynną regulację prądu w czasie nienormalnych warunków
eksploatacji w zakresie napięcia zgodnie z
wymaganiem określonym normą EN
50388.
Wymagania w zakresie kabin maszynisty dla kolei
konwencjonalnych dotyczących oświetlenia, szyb
sygnalizacji uszkodzeń są tożsame z wymaganiami
odnoszącymi się do kolei dużych prędkości. Należy
zauważyć, że TSI dla kolei konwencjonalnych
powstało później niż dla kolei dużych prędkości i w
nieco zmienionych realiach prawnych co może
powodować nieznaczne różnice w stawianych
wymaganiach.
4. Podsumowanie
Europa dąży do tego, aby pociągi mogły się
przemieszczać swobodnie przemieszczać miedzy
krajami. Nakłada to na operatorów obowiązek
stosowania wymagań dla pociągów poruszających się
po sieci interoperacyjnej. Docelowym założeniem jest,
aby wszystkie linie stały się interoperacyjne. TSI dla
kolei dużych prędkości powstało jako pierwsze i w
związku z tym w większym zakresie niż TSI dla kolei
konwencjonalnych posiada wymagania bezpośrednie
dla pojazdów. TSI dla kolei konwencjonalnych w
większym zakresie odwołuje się do norm
europejskich, o czym świadczy przykład świateł
przywołanej w niniejszym artykule. Wzmagania te
mogą również ulegać zmianie wraz z rozwojem kolei i
ze zmieniającymi się przepisami i normami. Faktem
jest jednak to, że TSI stanowią obowiązujące prawo,
które może nieść ze sobą wiele korzyści. Zmiany będą
mogły przyczynić się do dynamicznego rozwoju kolei.
Najważniejszą jednak zmianą będzie jednak
możliwość podróżowania pasażerów i przewóz towa51
rów bez ograniczeń, a obecnie wymuszany jest rozbiciem i niejednorodnością wymagań, które zależą od
legislacji i systemów obowiązujących w poszczególnych krajach.
Wymagania które przedstawiono w artykule są
wybranymi zagadnieniami, które poruszają TSI dla
kolei dużych prędkości i kolei konwencjonalnej. Pokazują one jednak, że projektując pojazd i chcąc nieć
możliwość kształtowania energochłonności należy
każdorazowo brać pod uwagę TSI i stawiane tam
wymagania.
Literatura:
1.
2.
3.
52
Traktat z Lizbony zmieniający traktat o Unii Europejskiej i Traktat ustanawiający wspólnotę Europejską,
Dyrektywa Rady 96/48/WE z dnia 23 lipca 1996 r. w
sprawie interoperacyjności transeuropejskiego systemu
kolei dużych prędkości,
Dyrektywa 2001/16/WE Parlamentu Europejskiego i
Rady z dnia 19 marca 2001 r. w sprawie interoperacyjności transeuropejskiego systemu kolei konwencjonalnych,
4.
Dyrektywa Parlamentu Europejskiego i Rady
2008/57/WE z dnia 17 czerwca 2008r. w sprawie
interoperacyjności systemu kolei we Wspólnocie,
5. Dyrektywa Komisji 2011/18/UE z dnia 1 marca
2011r. zmieniająca załączniki II, V i VI do dyrektywy Parlamentu Europejskiego i Rady
200857/WE w sprawie interoperacyjności systemu
kolei we wspólnocie,
6. Techniczna Specyfikacja Interoperacyjności dotycząca podsystemu „Tabor” transeuropejskiego
systemu kolei dużych prędkości (2008/232/WE),
7. Techniczna Specyfikacja Interoperacyjności dla
podsystemu tabor kolejowy – tabor pasażerski”
systemu kolei konwencjonalnych (2011/291/UE),
8. EN 15153-1; Kolejnictwo - Ostrzegawcze urządzenia zewnętrzne sygnalizacji optycznej i dźwiękowej pociągów dużej prędkości -- Część 1: Sygnalizacja świetlna czoła i końca pociągu; Lipiec
2007,
9. EN 15153-2; Kolejnictwo - Ostrzegawcze urządzenia zewnętrzne sygnalizacji optycznej i dźwiękowej pociągów dużej prędkości -- Część 1:
Dźwiękowe sygnały ostrzegacze; czerwiec 2007.
10. EN 50388; Zastosowania kolejowe. System zasilania i tabor. Warunki techniczne koordynacji pomiędzy systemem zasilania (podstacja) i taborem
w celu osiągnięcia interoperacyjności.
Wojciech Czuchra
Wojciech Mysiński
Waldemar Zając
Politechnika Krakowska
Tadeusz Płatek
Przekształtnik rezonansowy z transformatorem
toroidalnym dla pojazdu tramwajowo-kolejowego
Aby zrealizować ideę komunikacji kolejowo-tramwajowej, niezbędne jest
posiadanie pojazdu trakcyjnego, który będzie mógł być zasilany z sieci kolejowej
3300Vdc i typowej sieci tramwajowej 600Vdc. Jednym z rozwiązań jest zbudowanie
przekształtnika obniżającego wysokie napięcie. W artykule przedstawiono projekt i
wyniki badań laboratoryjnych przekształtnika rezonansowego z transformatorem
toroidalnym. Ze względu na zakres napięcia wejściowego 3300Vdc zastosowano
konfigurację układu półmostka z szeregowym obwodem rezonansowym po stronie
pierwotnej transformatora. Praca w trybie rezonansowym umożliwia zwiększenie
częstotliwości pracy układu, dzięki temu mogą być mniejsze wymiary i masa
transformatora. Głównym zastosowaniem przekształtnika ma być zasilanie układu
napędowego (falownikowego) w dwusystemowym pojeździe tramwajowokolejowym 3000Vdc/600Vdc. Do tego celu został specjalnie zaprojektowany i
wykonany transformator z nanokrystalicznym rdzeniem toroidalnym o mocy czynnej
120kW. Artykuł zawiera wyniki badań sprawności przekształtnika rezonansowego.
Wstęp
Wymagania dla przekształtnika
Połączenie systemu komunikacji kolejowej i
miejskiej tramwajowej wprowadziło by nową jakość
w komunikacji aglomeracyjnej. Są przykłady takich
rozwiązań w innych krajach, ale są to rozwiązania dla
innych systemów zasilania niż stosowane w Polsce.
W ostatnim czasie są takie przedsięwzięcia podejmowane w aglomeracji krakowskiej, gdańskiej , szczecińskiej czy na WKD. Dla realizacji tych idei niezbędne jest posiadanie pojazdu dwusystemowego
tramwajowo-kolejowego. Najtańszym rozwiązaniem
jest modernizacja pojazdu tramwajowego na dwusystemowy poprzez zabudowę przekształtnika (minimum
dwóch sztuk) omówionego w tym artykule [1]. W
świetle ciągle obowiązujących przepisów niezbędne
jest zapewnienie izolacji galwanicznej przy zasilaniu
z 3000V.
Proponowane przez autorów rozwiązanie
oparte na konfiguracji rezonansowego przekształtnika
obniżającego napięcie z toroidalnym transformatorem
wykonanym na rdzeniu nanokrystalicznym spełnia to
zadanie. Specjalnie wykonany na zamówienie transformator, pracujący w zakresie średnich częstotliwości pozwala na obniżenie masy urządzenia i zabudowy w istniejących pojazdach tramwajowych, albo
produkcji nowych na napięcie 600V, mogących
wjeżdżać pod sieć 3000V [2][3].
Aby można było zaprojektować i użytkować układy
mocy w systemach napędowych pojazdów trakcyjnych kolejowych i tramwajowych należy przedstawić
główne założenia projektowe i znać specyfikę parametrów sieci trakcyjnej kolejowej i tramwajowej.
Główne założenia projektowe dla pojazdu dwusystemowego 3000Vdc/600Vdc
• nominalne napięcie zasilania 3000Vdc, dopuszczalny zakres napięcia zasilania od
2200Vdc do 3900Vdc,
• nominalne napięcie wyjściowe z przekształtnika 600Vdc, dopuszczalny zakres napięcia od
420Vdc do 750Vdc,
• moc na cele trakcyjne jednego przekształtnika
do 120kW przy napięciu nominalnym 600V,
• maksymalne tętnienia napięcia wyjściowego
przy maksymalnym obciążeniu 10%,
• przy granicznych wartościach napięcia zasilania, moc maksymalna ograniczona,
• jeden pantograf na 3000Vdc/600Vdc,
• jeden przełączalny filtr wejściowy dla
3000Vdc i dla 600Vdc,
Głównym zadaniem przekształtnika będzie przetworzenie napięcia wysokiego, które może się zmieniać w
dość dużym zakresie, na napięcie 600Vdc i stabilizację w pewnych granicach tego napięcia przy zmienia-
53
•
•
•
jącym się onciążeniu.
Zakłada się, że można zastosować dwa lub
więcej układów przekształtnikowych na pojeździe aby
otrzymać wymaganą moc trakcyjną. Obciążeniem
przekształtnika będzie falownikowy napęd asynchroniczny.
Ze względu na wysoki poziom napięcia wejściowego 3000Vdc oraz prąd około 200A należy stosować tranzystory mocy typu IGBT na napięcie pracy
6.5kV. Dostępne tranzystory mocy, umożliwiają praktyczną częstotliwości przełączania około 300 do
400Hz przy tzw. twardym przełączaniu i około 1.5kHz
do 2kHz przy przełączaniu w układach rezonansowych. W celu zwiększenia częstotliwość przełączania
tranzystorów IGBT bez zwiększania start mocy na
tych elementach, można zastosowań konfigurację
przekształtnika z szeregowym obwodem rezonansowym wraz z transformatorem obniżającym napięcie,
(Rys.1). W takim układzie mamy dotyczenia z tzw.
miękkim przełączaniem tranzystorów (przełączanie
następuje przy prawie zerowym prądzie kolektora) i
częstotliwość można zwiększyć do około 1kHz 2kHz. Dzięki temu, wymiary transformatora też będą
mniejsze, ale wymagany jest odpowiedni materiał
magnetyczny na rdzeń transformatora aby uzyskać
niskie straty mocy.
Zalety układu rezonansowego z transformatorem:
• izolacja galwaniczna,
• wysoka częstotliwość pracy tranzystorów,
miękkie przełączanie,
• tylko dwa tranzystory mocy
• relatywnie mniejsze gabaryty i masa
transformatora
Wady:
• mały zakres regulacji (stabilizacji napięcia
wyjściowego)
• rozbudowany układ sterowania i kontroli,
• wymagany dodatkowy kondensator i dławik
mocy,
• brak możliwości hamowania odzyskowego
Wstępnie zaprojektowano i wykonano układ przekształtnika, który składa się z następujących elementów (Rys.1):
•
•
filtru wejściowego LC,
stopnia mocy w układzie półmostka,
szeregowego układu rezonansowego LC wraz
indukcyjnością rozproszenia transformatora,
transformatora toroidalnego obniżającego
napięcie,
prostownika
dwupołówkowego
z
pojemnościowym filtrem wyjściowym.
Przyjęto następujące założenia konstrukcyjne:
Przyjęto następujące założenia konstrukcyjne: (dla
wersji z obwodem rez. po stronie pierwotnej)
• częstotliwość rezonansowa na poziomie
2kHz, a moc odbiornika 120kW
• tranzystory
w
układzie
półmostka
FZ600R65KF1,
• kondensator wejściowy Cf w obwodzie DC o
wartości 560uF,
• kondensatory
w
układzie
półmostka
Cm1=Cm2==Cr/2=11,25µF, (pracujące jako
kondensator rezonansowy) - układ rezonansowy
Lr=80µH
i
Cr=22,5µF,
(Cr=2x11,25µF=22,5uF),
• wyjściowy prostownik niesterowany,
• kondensator wyjściowy Cout=8000 µF,
• transformator Unwe=1650V, Unwy=330V,
przekładnia n=5, moc Pn=120kW, napięcie
zwarcia=1.6%, indukcyjność rozproszenia
116µH, (wypadkowa indukcyjność rezonansowa 116µH+ 80µH=196µH)
Projekt transformatora mocy
Jednym z najważniejszych elementów
przekształtnika jest transformator obniżający napięcie.
Dla celów trakcyjnych, szczególnie dla pojazdu
tramwajowego, masa takiego transformatora ma
istotne znaczenie. Z tego powodu główne założenie
dla projektu transformatora było zastosowanie
materiałów nanokrystalicznych, dzięki którym można
otrzymać transformator o małych gabarytach i dużej
sprawności dla częstotliwości pracy ok. 2kHz.
3kVdc
Uwe
Q1
PWM
300Vdc
Cm1
Uwy
Lr
3kV
V1
Cr
TR1
Dm1 Dm2
Robc
Cf
Cout
I(Tr1)
Q2
/PWM
Cm2
Dm3 Dm4
Rys. 1. Uproszczony schemat ideowy
przekształtnika rezonansowego
54
PWM
/PWM
Regulator
I(Tr1)
Uwy
Vref
Dla wybranej konfiguracji, mocy i przeznaczenia przekształtnika, zaprojektowano kilka typów
transformatorów z różnych materiałów ale wykonano
jeden typ transformatora o mocy 120kW z rdzeniem
nanokrystalicznym toroidalnym. Jest to transformator
do przetwarzania energii na średnich częstotliwościach do kilkudziesięciu kHz, co pozwoliło na obniżenie masy transformatora. Ograniczenie częstotliwości do 2 - 3kHz wynika z możliwości przełączających tranzystorów mocy o napięciu nominalnym
6.5kV. Dla tak przyjętej częstotliwości, wykonany
transformator o mocy 120kW waży tylko 64kg, przy
wadze transformatora z blach zwijanych 0.15mm i
częstotliwości pracy 400Hz 134kg i transformatorze
klasycznym kolumnowym o częstotliwości 50Hz,
380kg.
Badania laboratoryjne przekształtnika rezonansowego
Na stanowisku laboratoryjnym wyposażonym
w aparaturę pomiarową wykonano badania prototypu
przekształtnika obciążonego zestawem rezystorów
dużej mocy (Rys.4). Badania obejmowały pomiar i
rejestrację sygnałów wejściowych i wyjściowych całego przekształtnika jak również samego transformatora mocy. Do pomiaru przebiegów wejściowych i wyjściowych zostały wykorzystane przetworniki prądowe
i napięciowe typu LEM, napięciowe sondy różnicowe,
sonda wysokonapięciowa Tektronix oraz prądowa
sonda oscyloskopowa. Przebiegi ze wszystkich ośmiu
punktów pomiarowych zostały zarejestrowane przez
Rys. 2. Przebiegi
napięć i prądów na
wejściu i wyjściu
przekształtnika przy
f=2,2kHz,
Pobc=115kW, obwód
rezonansowy o stronie
pierwotnej
Rys. 3. Przebiegi
napięć i prądów na
transformatorze przy
f=2,2kHz, Pobc=115kW, obwód
rezonansowy o stronie
pierwotnej
system akwizycji danych typu DEWE-43, o rozdzielczości 24-bitowej i przesłane do komputera. Parametry przeprowadzonych pomiarów i rejestracji, dobrane
zostały odpowiednio do wartości i pasma częstotliwości analizowanych sygnałów. Częstotliwość próbkowania przetwornika pomiarowego wynosiła 100kHz
na kanał, czas pomiaru wyniósł około 1s z czego do
obliczeń sprawności wybrano przedział 100ms.
Badania laboratoryjne obejmowały różne konfiguracje
pracy przekształtnika dla kilku częstotliwości rezonansowych:
•
praca w stanie ustalonym, obwód rezonansowy po stronie pierwotnej,
• praca w stanie ustalonym, obwód rezonansowy po stronie wtórnej,
Przykładowe wyniki pomiarów zamieszczono w formie oscylogramów na rysunku 2 i rysunku 3. Zdjęcie
transformatora na stanowisku laboratoryjnym jest
przedstawione na rysunku 4.
Ze względu na zaprojektowany transformator obecna
wersja przekształtnika dostarczała napięcia wyjścio55
wego na poziomie 315V ale w docelowym przekształtniku, na wyjściu transformatora będzie układ
podwajacza napięcia do poziomu 630V.
Głównym celem badań laboratoryjnych było sprawdzenie poprawności działania stopnia mocy, stopnia
sterowania oraz określenie dla jakich częstotliwości
(powyżej czy poniżej częstotliwości rezonansowej)
cały układ ma największą sprawność. Na podstawie
przeprowadzonych badań dla różnych konfiguracji,
kilku częstotliwości rezonansowych oraz pracy układu przekształtnika przy częstotliwościach poniżej i
powyżej częstotliwości rezonansowej wyznaczono
sprawności. Wyniki są przedstawione w tabelce 1.
Tabela 1. Wyniki otrzymanych sprawności układu dla kilku
częstotliwości pracy, przy frez=2.2kHz
f[kHz]
1,84
1,9
2,0
2,1
2,2
2,3
2,4
2,5
2,6
2,7
Po[W]
105870,85
105897,72
106101,99
104984,11
105487,34
104721,1
105043,61
104490,86
103453,7
103398,79
Pin[W]
110142,86
110499,09
110839,99
110421,21
110859,64
110284,64
110224,83
109212,89
108057,66
108125,18
η[%]
96
95,83
95,7
95,07
95,15
94,96
95,29
95,6
95,7
95,63
Jak można zauważyć sprawność układu rośnie przy
pracy poniżej częstotliwości rezonansowej. Otrzymane wartości sprawności są bardzo wysokie.
Podsumowanie
Badania
laboratoryjne
przekształtnika
wykazały wysoką jakość przetwarzania energii, na co
się składa dobrze zaprojektowany i wykonany
transformator oraz stopień mocy przekształtnika. Kolejnym etapem będą badania dynamiczne przekształtnika w celu doboru właściwego układu regulacji i
sterowania. Następnym etapem badań nad przekształtnikiem będzie sprawdzenie poziomu generowanych
zakłóceń elektromagnetycznych ECM promieniowych
i przewodzonych. Co ma istotny wpływ na sieć trakcyjną i urządzenia sterowania ruchem. Z powodu, że
częstotliwość pracy przekształtnika nie jest stała,
(będzie się zmieniać w pewnych granicach) to może
mieć wpływ na poziom zakłóceń, szczególnie dla
urządzeń torowych.
Wyniki badań układu przekształtnika rezonanowego są zadowalające, co pozwala sądzić że będzie
możliwe zbudowanie układu o mocy rzędu 200300kW. Zastosowany kształt i typ rdzenia transformatora oraz możliwości projektowo-konstrukcyjne wykonawców umożliwiają zbudowanie transformatora
toroidalnego o tak dużej mocy i małych wymiarach,
który będzie spełniał wymagania kolejowo-tramajowe.
56
Rys. 4. Zdjęcie transformatora na stanowisku laboratoryjnym
Projekt i realizacja przekształtnika oraz transformatora
zostały przygotowane w ramach Projektu Celowego nr
6 ZR6 2008C/07039.
Literatura
[1]. Tadeusz Płatek, Wojciech Mysiński, Waldemar Zając,
„Przekształtnik podwyższający napięcie 600V/3000V
DC dla dwusystemowych pojazdów trakcyjnych”. XIV
Ogólnopolska Konferencja Naukowa z zakresu Trakcji
Elektrycznej i VI Szkoła Kompatybilności Elektromagnetycznej w Transporcie, SEMTRAK 2010, Zakopane,
14-16.10.2010
[2]. Wojciech Mysiński, Waldemar Zając, Grzegorz Skarpetowski, “Solutions of main circuit for double-system
3000Vdc/600Vdc rail vehicle”, rozdział nr 3 w monografii Modern Electric Traction – Vehicles, Politechnika Gdańska, Wydział Elektrotechniki i Automatyki,
ISBN:83-911669-6-1, Gdańsk 2009
[3]. Wojciech Mysiński, Waldemar Zając, Grzegorz Skarpetowski, „Rozwiązania obwodu głównego dla
dwusystemowego
pojazdu
trakcyjnego
3000Vdc/600Vdc”, 9 th International Conference
Modern Electric Traction 2009, Gdańsk
[4]. M. Kowalczewski, W. Mysiński, W. Zając. „Przekształtnik obniżający napięcie dla tramwaju dwusystemowego, badania symulacyjne i laboratoryjne”. VII
Międzynarodowa Konferencja Nowoczesna Trakcja
Elektryczna w Zintegrowanej Europie XXI wieku.
(MET 2005). Warszawa 29.09.-01.10.2005, str. 185
[5]. M. Kowalczewski, W. Mysiński, W. Zając. „A stepdown multi-phase converter, based on IGBT technology, for traction applications”. 10th International
Conference. EPE-PEMC 2002, 9-11.09. 2002 CavtatDubrownik, Chorwacja
[6]. M.Steiner, H.Reinold “Medium Frequency Topology in
Railway Applications”. EPE2007 Aalborg Denmark
[7]. M.Carpita, M.Pellerin, J.Herminjard. “Medium frequency transformer for traction applications making
use of multilevel converter: Small scale prototype test
results”. SPEEDAM 2006
Stanisław Rawicki
Marcin Nowak
Maciej Różański
Wojciech Wycinka
Politechnika Poznańska
Calculation of energy-saving traffic of tram vehicle with
field-oriented control of traction induction motors
The paper deals with the problems of the tram vehicle control according to the
criterion of the minimum electric energy consumption. The authors have extended
the methodics given in literature and have elaborated the algorithm of the energysaving tram traffic taking into consideration various ride disturbances. During the
running within the framework of the city conditions tram ride parameters change
frequently. The mathematical models take into account the field-oriented control of
traction three-phase squirrel-cage induction motors. Determination of the run
algorithm ensuring the minimization of the electric energy use has been realized by
application of the optimization procedure.
1. Introduction
Various techniques of the tram run can cause
essential differences between the values of the energy
consumption. It generates great interest for application
of better methods of the tram vehicle control (both
with reference to the vehicle and to the electric drive).
The complex allowance for the dynamical conditions
of the city traffic, the proper design of the control of
the driving motors and elaboration of ride algorithms
connected with the time-table create essentials for
determination of the energy-saving tram running. The
existence of many disturbances within the framework
of the tram ride in the city brings about the great
computation complexity at formulation of the
optimum algorithms ensuring the minimum energy
consumption of the tram vehicle.
The scientific work, connected with problems of
the optimization strategies applied to the energy saving
ride of the tram vehicle, is being realized at Institute of
Electrical Engineering and Electronics of Poznań
University of Technology (Poland).
The algorithms of the energy saving traffic of tram
vehicles, elaborated in literature, are connected only
with the ride without the disturbances and can be
referred to the separated, straight and horizontal tracks.
Except some idealized situations, dynamical changes
of city traffic conditions occur. It causes models in
literature aren’t sufficient for problems of the
determination of the tram traffic procedure in
accordance with energy use minimization. The authors
of this paper have extended the methodics given in
literature and have elaborated the algorithm of the
energy saving tram traffic allowing for ride
perturbations. In this paper the results of investigations
connected with the energy-saving traffic of the tram
vehicle with the field-oriented control of traction
three-phase induction motors have been given.
2. Modelling of tram vehicle traffic
In this chapter it’s assumed that the modern tram
vehicle possesses three-phase induction driving motors
supplied from inverters. For the induction motor,
equations of the dynamical mathematical model within
the framework of the equivalent diphase system x - y
can be written by the following way:
u x = U m cos[(ω1 − ω k ) ⋅ t + γ ]
(1)
u y = U m sin[(ω1 − ω k ) ⋅ t + γ ]
(2)
Dψ xS = u x + ω k ⋅ψ yS − RS i xS
(3)
Dψ yS = u y − ω k ⋅ψ xS − RS i yS
(4)
Dψ xW = (ω k − ω ) ⋅ψ yW − RW i xW
(5)
Dψ yW = −(ω k − ω )⋅ψ xW − RW i yW
(6)
p
(T − Th )
J
(7)
i xS = λ (LWψ xS − Mψ xW )
(8)
Dω =
57
(
)
(9)
i xW = λ (LSψ xW − Mψ xS )
(10)
i yS = λ LWψ yS − Mψ yW
(
i yW = λ LSψ yW − Mψ yS
(
(11)
)
(12)
3
pM ( i xW ⋅ i yS − i yW ⋅ i xS )
2
(13)
λ = LS LW − M
T=
)
2 −1
where D is the operator of differentiation d/dt; ux , uy –
supply voltages in the system x – y (the maximum
value Um , the pulsation ω1 and the initial phase angle
γ), ωk – the angular speed of the coordinate system in
relation to the induction machine stator; ΨxS , ΨyS –
linkage magnetic fluxes of the stator winding in the
equivalent, diphase coordinate system x – y ; ΨxW, ΨyW
– linkage magnetic fluxes of the rotor winding; ixS , iyS
– currents of the stator winding; ixW , iyW – currents of
the rotor winding; ω – angular electrical speed of the
rotor; p – the number of pole pairs; J – the moment of
inertia of the rotating system; T – the electromagnetic
torque of the motor; Th – the load torque; RS , RW - the
resistance of the stator and rotor winding; LS , LW , M –
inductances of the equivalent, diphase induction
machine
The control of the induction motor has been
realized within the orientation in relation to the rotor
linkage flux ΨW. For this methodics strategy, the
mathematical equations describing the induction
machine are being analysed in the coordinate system
rotating synchronously with the rotor linkage flux
vector. For the perpendicular axis y, the flux
component ΨyW is equal to zero. The independent
control of the magnetic rotor flux and the
electromagnetic torque (decoupling of the flux control
and the induction motor torque control) is here the
very advantageous property of the electric drive.
The dynamic run of the tram vehicle can be described
by the basic formula:
kW m
dv
= FP − W ( v )
dt
(14)
where m is the vehicle mass, kW is the factor of rotating
masses, v denotes the vehicle speed, Fp is the tractive
force, W(v) describes the motion resistances. For
motoring mode the relation between the force FP and
the useful motor torque TU is:
n T zη
FP = M U
r
58
(15)
where nM is the number of driving motors, z presents
the transmission ratio, η is the gear efficiency, r
denotes the radius of the driving wheel. In accordance
with the Cooper formula, the motion resistances W(v)
depend on the vehicle speed within the trinomial
square:
W ( v ) = w( v )m = ( p + qv + sv 2 )m
(16)
where w(v) – the unitary motion resistance, p, q, s –
the constant factors. In comparison with the
electromagnetic torque T, the useful motor torque TU is
smaller by the torque of the mechanical losses.
Mathematical relations describing the tram vehicle
traffic contain many nonlinearities, among others as a
result of properties of motion resistances.
Determination of the run algorithm ensuring the
minimization of the electric energy consumption can
be realized by application of the numerical method of
differential equations solving and use of the
optimization procedure. Calculation process must take
into consideration many constraints. The important
adhesion effect is connected with an existence of a
limiting force acting in the wheel circumference.
3. Results of calculations
The computations have been done for the improved
version of the tram vehicle 105N. This tram contains
the inverters feeding 4 identical driving 3-phase
induction motors of the total power 160 kW. The
nominal data of the tram vehicle are: the traction
network voltage: 600V (DC), total length: 13,5 m, tare
mass: 16500 kg, nominal load: 8750 kg, rolling
diameter of the wheel: 0,654 m, transmission ratio:
7,16, the maximum permissible speed: 72 km/h. The
rated data of the driving induction motor are: the
power: 40kW, the voltage: 380V (the stator winding is
here star-connected), frequency: 60 Hz, the current:
71,7 A, the speed: 1724 rev/min, the efficiency: 90,8
%, cosφ: 0,931.
Only the small part of calculation results is here
presented; these results concern the case when the tram
vehicle mass m = 22000 kg. It corresponds with the
passengers number equal 80 (64% in relation to the
nominal load). In figures shown in this paper, the
distance between two neighbouring stops was equal
950m and the traffic time was 95s according to the
time-table (the same average speed for different tram
rides).
For results presented in Figs. 1-3, the tram ride is
realized without disturbances; the vehicle is here fully
privileged at the cross-roads within the light signalling
(always the green light for the tram). The minimization
of the energy use of the tram vehicle is possible on the
ground of the suitable traffic control. Determination of
the optimum duration of the starting, the runnig with
the constant speed, the coasting and the braking is here
necessary. Fig. 1 gives the values of boundary speeds
(diagram points) for succeeding traffic stages. In this
paper, the factor kr determines what part of the energy
is recuperated during the vehicle braking. For the
coefficient value kr = 0, Fig. 1 presents the tram ride
according to the criterion of minimum energy use.
It was illustrated that the best, optimum control of
the tram vehicle has made possible to achieve the
energy saving equal even to about 20,5% (at the
recuperation factor kr = 0 in Fig. 2) and to about 6,9%
for the recuperation coefficient kr = 1 (Fig. 3).
For the given kr two cases with the minimum and
maximum energy consumption were compared.
At the tram running with the constant speed, the
motors load is small in comparison with the rated
value of the mechanical motor power. Such load of
the three-phase induction squirrel-cage motor causes
the small value of power factor cosφ. The reduction of
the voltage supplying the motors can be here
advantageous. For three different values of the tram
speed, Figs. 4-6 present results of calculations of the
power factor cosφ for various voltage; the voltage is
given in relation to the rated motor voltage.
For the low tram speed: 5m/s (Fig. 4), there were
determined the following parameters ensuring the
maximum motor efficiency η:
Fig.1. Ride without disturbances; length: 950m, time: 95s,
the recuperation factor kr = 0; the minimum energy use: 1,064kWh
power factor [ - ]
- power factor cosφ: 0,808;
- relative supply voltage: 0,301;
- relative current: 0,201;
- frequency of the supply voltage: 35,9Hz;
- magnetic rotor flux: 0,400Wb;
maximum efficiency η: 0,902.
1
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
a
b
c
d
e
f
g
h
i
voltage u [ - ]
the recuperation factor kr = 0; the total electric energy as a
function of the terminal speed (m/s) of the starting: a) 10,97;
b) 11,41; c) 11,85; d) 12,29; e) 12,73; f) 13,31;
g) 13,70; h) 14,10; i) 14,48
the recuperation factor kr = 1; the total electric energy as a
function of the terminal speed (m/s) of the starting: a) 10,97;
b) 11,41; c) 11,85; d) 12,26; e) 12,73; f) 13,31; g) 13,70;
h) 14,10; i) 14,48
Fig.4. Ride at the constant speed of the small value: 5m/s; the
power factor cosφ of the motor as a function of the relative supply
voltage equal: a) 0,170; b) 0,204; c) 0,238; d) 0,272; e) 0,306; f)
0,340; g) 0,373; h) 0,407; i) 0,441
At the middle vehicle velocity: 11m/s (Fig. 5), the
maximum efficiency has been obtained for
parameters:
- maximum efficiency η: 0,918.
For the high tram speed 17m/s (Fig. 6), the
maximum efficiency η was ensured at the following
data:
- maximum efficiency η: 0,918.
59
15
speed v [ m / s ]
power factor [ - ]
1
0,8
0,6
0,4
0,2
10
0
a
b
c
d
e
f
g
h
5
0
0
i
20
40
power factor [ - ]
1
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
1,1
1
0,9
0,8
0,7
0,6
a
0,4
c
d
e
f
g
100
Fig.7. Ride along arc and at the speed limitation to 25km/h at the
beginning of the tram route; the recuperation coefficient
kr = 0; for the second ride part without limitations the minimum
electrical energy consumption: 0,837kWh
energy En [ kWh ]
Fig.5. Ride at the constant speed of the middle value: 11m/s; the
0,774; g) 0,818; h) 0,892; i) 0,996
b
80
time [ s ]
voltage u [ - ]
a
60
h
b
c
i
d
e
f
g
h
i
speed v
voltage u [ - ]
In Figs. 7-9, the ride distance was also equal
950m and the traffic time was 95s in accordance with
the time-table. At the beginning of the route, there was
arc of the radius 50m and the length 78,5m.
Additionally, for the initial length equal 78,5m the
obligatory speed limitation to the value 25km/h
occured. It is known that the ride of the traction
vehicle along arc causes increase of the motion
resistances W(v); in literature there is information
about the motion resistances for arcs. To obtain the
same ride time: 95s in comparison with the case
illustrated in Figs. 1-3, the tram run in the second
route part (straight and horizontal, without speed
limitation) must be realized with the greater speed and
the enlargement of the energy consumption can be
here expected.
For the recuperation coefficient kr = 0 (no
recovery of the energy during the braking of the tram
vehicle), the total (for the distance 950m)
consumption of the energy in Fig. 7 is 8,9% greater in
comparison with the case presented in Fig. 1.
60
Fig.8. The second ride part without limitations; the recuperation
factor kr = 0; the total electric energy as a function of the terminal
speed (m/s) of the starting: a) 11,55; b) 11,92; c) 12,28; d) 12,65;
e) 13,01; f) 13,38; g) 13,74; h) 14,19; i) 14,64
energy En [ kWh ]
Fig.6. Ride at the constant speed of the high value: 17 m/s; the
0,829; g) 0,886; h) 0,944; i) 1,000
0,8
0,75
0,7
0,65
0,6
a
b
c
d
e
f
g
h
i
speed v
Fig.9. The second ride part without limitations; the recuperation
factor kr = 1; the total electric energy as a function of the terminal
speed (m/s) of the starting: a) 11,55; b) 11,92; c) 12,28; d) 12,80;
e) 13,01; f) 13,38; g) 13,74; h) 14,19; i) 14,64
Similarly for the recuperation factor kr = 1
(maximum recovery of the energy during the tram
vehicle braking), the total consumption of the
electrical energy in Fig.9 is 6,5% greater than for the
case presented in Fig. 3.
speed v [ m / s ]
15
10
5
0
0
20
40
60
80
100
time [ s ]
Fig.10. Ride with the forced, additional braking and short speed
limitation to 25km/h; the recuperation factor kr = 0; for the second
ride part without limitations the minimum energy consumption
equal to 0,837kWh
energy En [ kWh ]
Figs. 10-12 are connected with the case when
during the tram ride the unexpected, additional
braking was necessary. Moreover untypical situation
forced the slow vehicle running with the speed
25km/h during the distance of 40m. After
disappearance of the traffic disturbances, the quicker
tram ride is necessary with intent to attain the
liquidation of the traffic delay in comparison with the
time-table. The additional starting after the velocity
reduction enlarges also the energy use.
For the initial part of the ride in Fig. 10, the time
function of the velocity is identical in comparison
with the traffic without disturbances because it is
assumed here that the tram ride is at the start realized
according to the criterion of the minimum energy use
and the necessity of the additional vehicle stop
appeared as the traffic perturbation.
0,6
0,55
0,5
0,45
0,4
a
b
c
d
e
f
g
h
i
speed v
Fig.12. The second ride part without limitations (the case in
Fig.10); the factor kr = 1; the total electric energy as a function of
the terminal speed (m/s) of the starting: a) 11,93; b) 12,18; c)
12,42; d) 12,67; e) 12,91; f) 13,05; g) 13,40; h) 13,53; i) 13,89
4. Conclusions
- Elaborated in literature algorithms of the
energy saving traffic of tram vehicles are
connected only with the ride without disturbances
and can be referred to separated tracks. Except
some situations, usually frequent and dynamical
changes of city traffic conditions occur.
- The following tram traffic perturbations are of
great importance for algorithm of the energy
saving tram ride: influence of light signalling,
changes of the network voltage, speed limitations,
unexpected stops.
- The presented simulation models (described
here scientifically) allowing for the traffic
disturbances enable saving even about 20%
electric energy consumed by tram vehicles. The
models take into consideration the field-oriented
control of traction three-phase induction motors.
energy En [ kWh ]
0,9
0,85
Literatura
0,8
0,75
0,7
0,65
0,6
a
b
c
d
e
f
g
h
i
speed v
Fig.11. The second ride part without limitations (the case in
Fig.10); the factor kr = 0; the total electric energy as a function of
the terminal speed (m/s) of the starting: a) 11,93; b) 12,18; c)
12,42; d) 12,67; e) 12,91; f) 13,16; g) 13,40; h) 13,53; i) 13,89
For the case when the recovery during the braking
doesn’t exist (the recuperation coefficient kr = 0), the
total (for the whole distance 950m) consumption of
the energy in Fig. 10 is 34% greater in comparison
with the case presented in Fig. 1. If the value of the
recuperation factor is equal to 1 this energy
enlargement is smaller and equal 15,1%.
[1] Frąckowiak J., Method of calculation of energy saving
traffic of tram vehicle driven by three-phase induction
motors. Doctor’s thesis, Poznan University of
Technology, Poland, 1995.
[2] Kacprzak J., Automatics and control of electric traction
vehicles. WKiŁ, Warsaw, 1981.
[3] Krzysztoszek K., Control of traction vehicle taking into
consideration voltage drops in traction network.
Doctor’s thesis, Warsaw University of Technology,
Poland, 1998.
[4] Pniewska B., Follow-up control of traction vehicle at
given time-table. Doctor’s thesis, Warsaw University of
Technology, Poland, 1995.
[5] Rawicki S., Energy Saving Control of Tram Motors
Taking Light Signalling and City Disturbances into
Account. Proceedings of International Conference
EPE-PEMC, Poznan, Poland, 2008.
[6] Zielińska M., Rationalization of energy use in city traffic
of electric rail traction vehicles. Doctor’s thesis,
Poznan University of Technology, Poland, 1993.
61
Leszek Jarzębowicz
Politechnika Gdańska
Estymacja położenia wirnika w bezczujnikowym
napędzie trakcyjnym z silnikiem IPMSM
W referacie omówiono problematykę estymacji położenia kątowego wirnika
silnika IPMSM w aspekcie zastosowań trakcyjnych. Przedstawiono metody
estymacji położenia kątowego wirnika silnika IPMSM umożliwiające
stabilną pracę napędu w pełnym zakresie prędkości. Omówione algorytmy
estymacji położenia opierają się na analizie wartości pochodnych prądów
fazowych silnika związanych z modulacją napięć realizowaną przez
falownik tranzystorowy. Zaproponowane algorytmy odtwarzania wielkości
mechanicznych charakteryzują się nieskomplikowanymi zależnościami
matematycznymi wykorzystującymi wartości pochodnych prądów fazowych
silnika. Zaprezentowano wyniki eksperymentalne pracy estymatorów.
1. Wstęp
W trakcyjnych układach napędowych wzrasta liczba zastosowań silników elektrycznych z wysokoenergetycznymi magnesami trwałymi, a wśród nich silników synchronicznych z sinusoidalnym rozkładem
pola magnetycznego w szczelinie powietrznej (ang.
Permanent Magnet Synchronous Motors, PMSM) [1,
10, 12]. Wynika to z korzystnych cech tego typu silników, tj.: dużej sprawności, dobrych właściwości regulacyjnych, zamkniętej budowy, relatywnie małej masy
i objętości oraz łatwo realizowanego chłodzenia.
Stojan silnika PMSM ma budowę podobną do stojana silnika indukcyjnego – w żłobkach rozłożone jest
trójpasmowe uzwojenie [3, 10, 14]. Konstrukcja wirnika zawiera magnesy trwałe umieszczone na powierzchni lub wewnątrz rdzenia wirnika. Do napędu
pojazdów częściej stosowane są silniki PMSM z magnesami zagłębionymi w wirniku (ang. Interior
PMSM, IPMSM). Silniki takie, w porównaniu do
silników z magnesami przyklejonymi na powierzchni
wirnika (ang. Surface PMSM, SPMSM), są nieco
droższe, lecz mają większą sprawność, szczególnie
przy dużych prędkościach kątowych wirnika [2].
Fragment struktury obwodu magnetycznego przykładowego silnika IPMSM przedstawiono na rys. 1.
W algorytmach wektorowego sterowania silnikami
PMSM jedną z podstawowych wielkości wejściowych
jest kąt położenia osi magnetycznej wirnika względem
uzwojeń stojana [3, 8, 14]. Położenie to jest z reguły
wyznaczane przy pomocy przetworników sprzężonych mechanicznie z osią wirnika – optoelektronicznych przetworników obrotowo-impulsowych (ang.
encoders) lub transformatorów położenia kątowego
(ang. resolvers). Innym sposobem jest obliczanie po62
Rys. 1. Fragment struktury obwodu magnetycznego silnika
IPMSM typu RTMds26-06 [8]
łożenia wirnika na podstawie pomiarów przebiegów
określonych wielkości elektrycznych. Metody sterowania uzupełnione o algorytmy estymacji położenia
kątowego wirnika nazywa się metodami bezczujnikowymi (ang. sensorless) [3, 7, 14]. W napędach małych
mocy rezygnacja z przetwornika wielkości mechanicznych zmniejsza koszt realizacji i rozmiar układu.
Wykorzystanie metod bezczujnikowych jest także
uzasadnione w przypadku napędów wykorzystujących
silniki o specjalnych konstrukcjach, np. silniki
przeznaczone do tzw. napędu bezpośredniego, w
którym silniki zintegrowane są z kołami pojazdu lub
umieszczone bezpośrednio obok nich. W takich
rozwiązaniach sprzęgnięcie przetwornika z wirnikiem
silnika jest często zadaniem niełatwym.
2. Metody estymacji położenia silnika IPMSM
Metody odtwarzania położenia kątowego wirników
silników PMSM można podzielić na dwie zasadnicze
grupy [14]: algorytmiczne i fizykalne. Estymatory z
pierwszej grupy bazują na odnajdywaniu kierunku
wektora siły elektromotorycznej silnika, czyli wektora
napięcia indukowanego w uzwojeniach stojana na
skutek zmiennego pola od magnesów trwałych wirnika. Metody fizykalne zaś pozwalają na odtworzenie
położenia wirnika poprzez analizę wartości indukcyjności stojana.
Napędy trakcyjne charakteryzują się specyficznymi warunkami pracy, m.in. należy zapewnić: duży
moment rozruchowy – już od prędkości zerowej, szeroki zakres regulacji prędkości i momentu z możliwością przeciążania silnika. Napęd musi realizować hamowanie odzyskowe. Występują duże zmiany napięcia zasilającego.
Metodom sterowania napędów trakcyjnych stawia
się zatem wysokie wymagania, szczególnie trudne do
spełnienia w układach bezczujnikowych. Specyficzne
wymagania skłaniają do wykorzystywania w napędach pojazdów łączonych metod estymacji, z estymatorami fizykalnymi i algorytmicznym [12]. Komplikuje to realizację trakcyjnego układu bezczujnikowego.
2.1. Metody algorytmiczne
Wyznaczenie składowych wektora siły elektromotorycznej zazwyczaj nie wymaga ingerencji w sposób
sterowania falownikiem tranzystorowym. Pomiar siły
elektromotorycznej odbywa się z reguły w sposób
pośredni, poprzez analizę przebiegów prądów silnika
[3, 4].
Algorytmiczna metoda estymacji pozwala na dokładne odtwarzanie położenia wirnika tylko w zakresie średnich i dużych prędkości kątowych wirnika.
Przy małych prędkościach siła elektromotoryczna
silnika jest niewielka, więc jej wpływ na mierzone
prądy jest trudny do wyodrębnienia. Określenie położenia wirnika zatrzymanego za pomocą metod algorytmicznych jest niemożliwe. Ograniczenia te są istotne w zastosowaniach trakcyjnych.
W literaturze spotyka się rozwiązania estymatorów, którym przypisuje się możliwość wykonania
rozruchu bez znajomości warunków początkowych.
Możliwość ta ogranicza się jednak do układów o małym rozruchowym momencie obciążenia. Ponadto
przebieg momentu elektromagnetycznego w początkowej fazie rozruchu jest niekontrolowany z uwagi na
brak możliwości wyznaczenia położenia przed uzyskaniem dostatecznej prędkości. W napędzie pojazdu,
ze względu na specyficzne warunki pracy oraz wymagania, zastosowanie tego typu estymatora jako autonomicznego rozwiązania jest niemożliwe. Do wyjątków zaliczyć można implementację estymatora algorytmicznego w napędzie roweru elektrycznego, w
którym silnik trakcyjny pełni jedynie funkcję wspomagającą rowerzystę. W takim rozwiązaniu napęd
elektryczny włączany jest po przekroczeniu pewnej
prędkości kątowej wirnika.
2.2. Metody fizykalne
Estymatory fizykalne wykorzystują, jako źródło informacji o położeniu kątowym wirnika, asymetrię
magnetyczną obwodu magnetycznego silnika. W silniku IPMSM asymetria ta jest z reguły wyraźna i wynika ze struktury wirnika [2, 3,14].
Metody fizykalne wymagają generacji dodatkowej
składowej napięcia zasilającego silnik, która pozwala
wyznaczyć asymetrię obwodu magnetycznego na
podstawie analizy odpowiedzi prądowej silnika. Napięcie to, wytwarzane przez falownik, może być „nałożone” na napięcie zasilające silnikiem lub występować w krótkich przerwach pomiędzy cyklami generacji napięcia zasilającego [14]. Wykorzystuje się częstotliwości z zakresu od kilkuset herców do kilku
kiloherców. Stosunkowo duża częstotliwość pozwala
pominąć w obliczeniach rezystancję stojana oraz odseparować składową prądu będącą odpowiedzią silnika na napięcie wymuszające. Zakres częstotliwości
napięcia wymuszającego jest jednak ograniczony od
góry ze względu na możliwość jego realizacji przez
falownik pracujący z określoną częstotliwością modulacji.
Dodatkowy, wymuszający składnik występujący w
przebiegu napięcia silnika jest źródłem wielu problemów [14]. Generowane są dodatkowe straty oraz hałas. Przy wyższych prędkościach mogą występować
pulsacje momentu. Dodatkowo, w torach regulatorów
należy stosować filtry dolnoprzepustowe, co ogranicza dynamikę układu. Sygnalizowane są problemy
związane z niedostatecznie częstą aktualizacją wartości wielkości odtwarzanych, która wynika z częstotliwości napięcia wymuszającego. Z powyższych powodów metody fizykalne stosowane są zazwyczaj tylko
przy niewielkich prędkościach kątowych wirnika.
2.3. Metoda startowa
Zmiany indukcyjności stojana są funkcją podwojonego elektrycznego kąta położenia wirnika. W
związku z powyższym, na podstawie analizy indukcyjności stojana nie można bezpośrednio wyznaczyć
biegunowości magnesów wirnika, a jedynie kierunek
osi związanej ze strumieniem magnetycznym (kierunek osi d). Do wyznaczania biegunowości stosuje się
metody startowe wykorzystujące zjawisko nasycenia
obwodu magnetycznego. Metoda taka jest wywoływana jednokrotnie, po uruchomieniu napędu, aby
rozpoznać zwrot wektora pola magnetycznego magnesów [7].
63
3. Estymatory położenia oparte na analizie pochodnych prądów silnika
Wśród metod odtwarzania położenia kątowego
wirnika silnika PMSM, jako szczególną grupę wyróżnić można algorytmy oparte na analizie szybkości
zmian prądów fazowych silnika wywołanych modulacją napięcia za pośrednictwem falownika tranzystorowego (ang. current ripples, current derivatives,
PWM transients) [5, 6, 7, 9, 11, 13].
3.1. Wyznaczanie pochodnych prądów fazowych
silnika
Silniki PMSM odznaczają się małymi wartościami
indukcyjności stojana. W konsekwencji pulsacje prądów wywołane modulacją napięcia zasilającego silnik
są znaczne (rys. 2).
Rys. 2. Oscylogram napięcia przewodowego uBA (110 V/dz) i
prądu fazowego iA (10 A/dz) silnika IPMSM zasilanego z
falownika napięcia pracującego z częstotliwością modulacji fmod ≅
10 kHz [6]
Szybkości zmian (pochodne) prądów fazowych
wyznaczane są dla wybranych podokresów modulacji
napięcia. Zakłada się, że napięcia wyjściowe falownika są stałe w analizowanym czasie, zawierającym się
w podokresie modulacji. Prądy fazowe zmieniają się
wykładniczo, ale czas trwania podokresu jest krótki w
porównaniu do stałej czasowej obwodu. Pozwala to
przyjąć uproszczenie, iż prąd zmienia się liniowo. W
związku z tym, aby określić szybkość zmian prądu
wystarczą dwie wartości zmierzone w znanym odstępie czasu. Wartość pochodnej jest zatem przybliżona
ilorazem różnicowym [6]:
di
∆i
.
≅
dt
∆t
(1 )
3.2. Wykorzystanie pochodnych prądów silnika do
obliczania kąta położenia wirnika
Równania modelu matematycznego silnika
IPMSM w układzie współrzędnych dq związanym z
wirnikiem, w którym oś d pokrywa się z wektorem
pola od magnesów trwałych, mają postać [14]:
64
d iq
dt
=
d id
1
(− Rsid + Lq pωmiq + ud ) ,
=
dt
Ld
(2)
1
(− Rsiq − Ld pωmid − pωmψ f + uq ) ,
Lq
(3)
gdzie: id, iq, ud, uq, Ld, Lq – odpowiednio: prądy, napięcia i indukcyjności stojana wyrażone w układzie
współrzędnych dq; ψf – strumień od magnesów trwałych w wirniku; Rs – rezystancja uzwojeń stojana; ωm
– prędkość kątowa wirnika, p – liczba par biegunów.
Na szybkość zmian prądów fazowych silnika
wpływa szereg czynników, tj.: rezystancja i indukcyjność obwodu stojana, siła elektromotoryczna, wartości
prądów i napięć stojana silnika oraz prędkość kątowa
wirnika. W oparciu o wartości pochodnych prądów
można zatem opracować zarówno estymator fizykalny
jak i algorytmiczny.
Estymacja położenia poprzez rozwiązanie standardowych równań silnika jest niemożliwa ze względu na
zbyt dużą liczbę niewiadomych. Model silnika jest
zatem znacznie upraszczany. Ponadto zakłada się, iż
parametry mechaniczne, a w szczególności położenie i
prędkość wirnika, są wolnozmienne w relacji do elektrycznych.
3.3. Algorytm matematyczny estymacji położenia
wirnika
Pomiar prądów, na podstawie którego wyznaczane
są pochodne, odbywa się w naturalnym układzie
współrzędnych ABC. W referacie posłużono się wartościami przetransformowanymi do ortogonalnego
układu αβ (transformacja Clarke [3, 14]), którego oś α
pokrywa się z osią A. Pozwoliło to uprościć zapis
matematyczny.
W celu zapewnienia dokładnych wyników estymacji w całym zakresie prędkości roboczych napędu
zaproponowano dwie metody estymacji – fizykalną
oraz algorytmiczną. Wybór aktywnej metody uzależniony jest od bieżącej prędkości kątowej wirnika. Jako
wartość progową prędkości, przy której następuje
przełączenie, dobrano taką, dla której błędy estymacji
obu algorytmów są zbliżone. Poza powyższymi algorytmami zaimplementowano także metodę startową w
celu rozpoznania zwrotu wektora pola magnetycznego
magnesów. Metodę tą opisano w pracy [7].
Procedura estymacji położenia zaproponowana dla
średnich i dużych prędkości wykorzystuje, jako wielkości wejściowe, szybkości zmian prądów silnika
diα0/dt, diβ0/dt określone podczas realizacji tzw. wektorów zerowych napięcia na wyjściu falownika [3, 4].
Odtwarzane położenie kątowe θE oblicza się przy
pomocy poniższego wzoru:
 di
θ = arctg α 0
 dt
*
E
 diβ 0  
  .
/  −

d
t


(4)
Wykorzystanie dwuargumentowej funkcji arctg
pozwala na jednoznaczne wyznaczenie położenia w
zakresie pełnego obrotu elektrycznego. W realizacji
praktycznej opisywana procedura związana jest z
ograniczeniem maksymalnej wartości napięcia wyjściowego falownika (uśrednionego za okres modulacji), ponieważ konieczne jest występowanie podokresów związanych z realizacją wektorów zerowych o
czasie trwania wystarczającym do wyznaczenia wielkości wejściowych procedury. Wzór (4) jest poprawny
dla dodatnich prędkości kątowych. W przypadku
prędkości o przeciwnym znaku należy wynik skorygować o wartość π. Opisywana procedura przeznaczona jest dla średnich i dużych prędkości kątowych
wirnika, znak prędkości jest wtedy jednoznacznie
rozpoznany.
Dla małych prędkości kątowych oraz wirnika zatrzymanego położenie kątowe obliczane jest na podstawie szybkości zmian prądu diα1/dt, diβ1/dt, diα3/dt,
diβ3/dt, diα5/dt, diβ5/dt wyznaczonych podczas generacji trzech wektorów aktywnych: V1, V3, V5, których
kierunki i zwroty odpowiadają osiom układu współrzędnych ABC [3, 4]. Do obliczeń wykorzystuje się
także pochodne diα0/dt, diβ0/dt wyznaczone podczas
realizacji wektora zerowego V0. Standardowa metoda
modulacji nie zapewnia generacji sekwencji napięciowych pozwalających na pomiar szybkości zmian
prądu we wspomnianych warunkach. Należy to zapewnić przez odpowiednią cykliczną modyfikację
wartości wejściowych modulatora [7].
Obliczane są wartości s1, s3, s5 wyrażające szybkości zmian prądu wywołane trzema niezerowymi wektorami V1, V3, V5 napięć stojana:
2
s1 =
s3 =
 d iα 3 d iα 0   d iβ 3 d iβ 0
−
−

 +
d t   d t
dt
 dt

 ,

2
s5 =
 d iα 5 d iα 0   d iβ 5 d iβ 0
−
−

 +
d t   d t
dt
 dt

 .

(10)
4. Stanowisko badawcze
Schemat blokowy stanowiska badawczego przedstawiono na rys. 3. Stanowisko zawiera 18-biegunowy
silnik IPMSM typu RTMds26-06 o prototypowej konstrukcji. Wartości znamionowe mocy, momentu i
prądu silnika wynoszą odpowiednio: Pn ≅ 16 kW, Tn =
45 Nm, In = 30,5 A. Współczynnik asymetrii magnetycznej jest niewielki, wynosi Lq/Ld ≅ 1,2. Obciążenie
mechaniczne silnika IPMSM stanowi napęd prądu
stałego sterowany za pośrednictwem przekształtnika
czterokwadrantowego. Sterownik cyfrowy zbudowano
w oparciu o 32-bitowy procesor sygnałowy
TMS320F2812 firmy Texas Instruments, taktowany
zegarem o częstotliwości fosc = 120 MHz. Procesor
dedykowany jest do zastosowań napędowych, zawiera
szereg konfigurowalnych modułów sprzętowych.
(5)
2
(6)
2
(7)
Następnie wyznaczany jest wektor reprezentujący
różnicę w szybkościach zmian prądów odpowiadających wymuszeniom napięciowym opisanym trzema
wektorami aktywnymi. Składowe tego wektora obliczane są ze wzorów:
sα = s1 − (s3 + s5 )⋅ sin 30° ,
s β = (s 3 − s 5 )⋅ sin 60° .
2θ L* = arctg (sα / (− s β )) .
2
 d iα 1 d iα 0   d iβ 1 d iβ 0 
 ,
−
−
 +

d t   d t
d t 
 dt
2
Położenie kątowe, obejmujące zakresem połowę
obrotu elektrycznego, wyznaczane jest jako kierunek
odpowiadający najmniejszej szybkości zmian prądu, a
więc kierunek prostopadły do wektora s = sα + jsβ:
(8)
(9)
Rys. 3. Schemat blokowy stanowiska badawczego [7]
5. Przykładowe wyniki badań
Wybrane wyniki badań zaproponowanych estymatorów przedstawiono na rys. 4. Symbole użyte na
wykresach oznaczają: ωm, ωm* – prędkość kątowa
wirnika (odpowiednio: zmierzona oraz estymowana);
iq, iq_ref – składowa q prądu silnika (odpowiednio:
65
a)
b)
Rys. 4. Przebiegi wielkości elektrycznych i mechanicznych podczas: a) pracy nieobciążonego napędu w
dużym zakresie prędkości kątowych, b) rozruchu napędu obciążonego momentem Mr ≅ 15 Nm
obliczona na podstawie pomiarów oraz zadana); id –
składowa d prądu silnika obliczona na podstawie pomiarów, ∆θ* – błąd estymacji położenia kątowego
wirnika.
Cykl pracy napędu, którego dotyczy a, zawiera następujące fazy ruchu: rozruch z małym momentem
elektromagnetycznym – wybieg do uzyskania prędkości zerowej – rozruch w przeciwnym kierunku:
najpierw z małym, następnie z dużym momentem –
hamowanie – wybieg – rozruch z dużym momentem,
aż do przejścia do strefy sterowania z osłabianiem
strumienia [2, 3]. Prędkość ωm* obliczana przez analizę zmian wartości odtwarzanego położenia θ* dobrze
odzwierciedla zmienność wielkości ωm obliczanej
66
przez algorytm czujnikowy. Błędy estymacji położenia mieszczą się w zakresie |? θ*| < 45° dla prędkości
|ωm| < 150 obr./min. Dla wyższych prędkości błąd
zawiera się w zakresie |? θ*| < 10°. Duże pulsacje prądów id i iq w początkowej fazie przebiegów (do ok. 4
s) związane są z cykliczną generacją wektorów aktywnych napięcia falownika: V1, V3, V5, co jest wymagane przez algorytm przeznaczony dla małych
prędkości wirnika.
Na rys. 4b przedstawiono wyniki zarejestrowane podczas rozruchu silnika obciążonego mechaniczne
znacznym momentem. Wpływ obciążenia na dokładność estymacji położenia nie jest widoczny.
6. Podsumowanie
Zaproponowano i zaimplementowano estymatory
położenia kątowego wirnika silnika IPMSM, w których estymacja wielkości mechanicznych jest realizowana poprzez analizę pochodnych prądów fazowych
silnika związanych z modulacją napięcia wyjściowego
falownika. Zaproponowane estymatory położenia
kątowego wirnika poddano badaniom eksperymentalnym.
Regulacja momentu elektromagnetycznego trakcyjnego silnika PMSM wymaga dokładnej estymacji
położenia w całym zakresie osiąganych prędkości.
Wiąże się to z zastosowaniem zestawu metod estymacji przełączanych zależnie od prędkości kątowych
wirnika.
Podczas opracowywania oraz badań metod
estymacji uwzględniono przeznaczenie rozważanego
układu napędowego do zastosowań trakcyjnych.
Wykonano próby w szerokim zakresie prędkości
kątowych wirnika, także w strefie odwzbudzania
silnika. Uwzględniono konieczność realizacji rozruchu z dużym początkowym momentem obciążenia.
Przebadano układ przy pracy w trybie hamowania
odzyskowego oraz zmiany kierunku obrotów wirnika.
Algorytm estymacji wykorzystany dla małych
prędkości wirnika odznaczał się stosunkowo dużymi
wartościami błędów zarejestrowanymi podczas badań
eksperymentalnych. Jest to spowodowane m.in.
niedokładnym odwzorowaniem wykorzystanego
silnika przez model przyjęty podczas opracowywania
zależności matematycznych estymatora. Dodatkowo,
wykorzystany silnik IPMSM cechował się małą
różnicą indukcyjności w osiach d i q związanych z
wirnikiem. W związku z tym duży wpływ na
uzyskane wyniki miały niedokładności pomiarowe.
Zastosowanie silnika o większej asymetrii magnetycznej byłoby wskazane zarówno z uwagi na
zwiększenie dokładności estymacji jak również na
podniesienie wartości momentu reluktancyjnego.
Regularne występowanie określonej sekwencji napięć,
wymagane przez algorytm estymacji, zrealizowano
poprzez cykliczną modyfikację wartości zadanych
modulatora napięcia. Powoduje to dość duże pulsacje
w przebiegach prądów silnika, a co za tym idzie
generację hałasu oraz strat, a także pogorszenie
jakości sterowania. Dla uzyskania lepszych wyników
konieczne jest dalsze udoskonalanie i strojenie
metody fizykalnej.
Zaproponowane algorytmy odtwarzania wielkości
mechanicznych poprzez analizę pochodnych prądów
fazowych silnika charakteryzują się nieskomplikowanymi zależnościami matematycznymi. Niezależne wyniki estymacji otrzymywane są co jeden
lub kilka okresów PWM, w zależności od metody. We
wzorach nie występuje operacja całkowania. Trudność
w implementacji estymatorów z proponowanej grupy
wiąże się jednak ze złożonym, specyficznym algorytmem pomiaru prądów fazowych silnika. Pomiar
musi być wykonywany częściej niż w przypadku
układu czujnikowego, a chwile pomiaru muszą być
skorelowane z przełączeniami tranzystorów falownika..
LITERATURA
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
Bernatt J., Gawron S., Król E.: Nowoczesne silniki z
magnesami trwałymi do zastosowań trakcyjnych, IX
Międzynarodowa Konferencja „Nowoczesna Trakcja
Elektryczna”, Gdańsk (2009)
Bianchi N., Bolognani S., Chalmers B. J.: Salient-Rotor PM
Synchronous Motors for an Extended Flux-Weakening
Operation Range, IEEE Transactions On Industry
Applications, Vol. 36, No. 4, (2000), 1118-1125
Bose B. K.: Modern Power Electronics and AC Drives,
Prentice Hall PTR (2002)
de Pablo S., Rey A. B., Herrero L. C., Ruiz J. M.: A simpler
and faster method for SVM implementation, European
Conference on Power Electronics and Applications (2007),
1-9
Jarzębowicz L.: Estimation of interior-permanent-magnetsynchronous-motor rotor position by analysis of phasecurrent derivatives, Electromotion (2010), Vol. 17, 15-22
Jarzębowicz L.: Odtwarzanie położenia kątowego wirnika w
silniku synchronicznym z magnesami trwałymi zagłębionymi
w wirniku poprzez analizę pochodnych prądów fazowych,
Przegląd Elektrotechniczny (4/2011), 264-269
Jarzębowicz L.: Sterowanie trakcyjnym silnikiem
synchronicznym z magnesami zagłębionymi w wirniku bez
pomiaru wielkości mechanicznych, Rozprawa doktorska,
Politechnika Gdańska (2010)
Kamonciak A.: Badania symulacyjne i eksperymentalne
trakcyjnego układu napędowego z silnikiem IPM,
Zastosowanie komputerów w nauce i technice, Zeszyty
naukowe Wydziału Elektrotechniki i Automatyki,
Politechnika Gdańska (2004), nr 20, 97-102
Ogasawara S., Matsuzawa T., Akagi H.: A PositionSensorless IPM Motor Drive System Using a Position
Estimation Based on Magnetic Saliency, Electrical
Engineering in Japan, Vol. 131, No. 2 (1999), 68-79
Pochanke A.: Silniki bezzestykowe wzbudzane magnesem
trwałym w zastosowaniu do napędu pojazdów szynowych,
Technika Transportu Szynowego (2008), nr 5-6, 22-25
Schrödl M.; Simetzberger C.: Sensorless control of PM
synchronous motors using a predictive current controller
with integrated INFORM and EMF evaluation, Power
Electronics and Motion Control Conference (2008), 22752282
Tursini M., Petrella R., Parasiliti F.: Sensorless Control of
an IPM Synchronous Motor for City-Scooter Applications,
Industry Applications Conference, 2003. 38th IAS Annual
Meeting. Conference Record of the. Volume 3, (2003),
1472-1479
Wang Ch., Xu L.: A Novel Approach for Sensorless Control
of PM Machines Down to Zero Speed Without Signal
Injection or Special PWM Technique, IEEE Transactions on
Power Electronics, Vol. 19, Issue 6 (2004), 1601-1607
[14] Zawirski K.: Sterowanie silnikiem synchronicznym o
magnesach trwałych, Wyd. Politechniki Poznańskiej
(2005)
67
Mikołaj Bartłomiejczyk
Przedsiębiorstwo Komunikacji Trolejbusowej
Sp. z o.o. w Gdyni
Katedra Inżynierii Elektrycznej Transportu
Marcin Połom
Sp. z o.o. w Gdyni
Uniwersytet Gdański
Instytut Geografii
Wydział Oceanografii i Geografii
Dwa lata eksploatacji trolejbusów z bateryjnym
źródłem zasilania w Gdyni
1. Geneza pomysłu
Przedsiębiorstwo Komunikacji Trolejbusowej w Gdyni od blisko piętnastu lat dokonuje sukcesywnej wymiany taboru, opartej o pojazdy niskopodłogowe.
Pierwszy niskowejściowy trolejbus Jelcz M121MT
został wprowadzony do eksploatacji w 1998 roku. W
latach 2001 – 2002 zakupiono cztery całkowicie niskopodłogowe trolejbusy Solaris Trollino 12T a od
2003 r. w parku taborowym zaczęły się pojawiać pojazdy wyposażone w napęd asynchroniczny, pierwszym z nich był Solaris Trollino 12AC wyposażony w
układ napędowy czeskiej firmy Cegelec [1, 6]. W
2008 roku rozpoczęto przygotowania do realizacji
projektu „Rozwój proekologicznego transportu zbiorowego na obszarze metropolitarnym Trójmiasta”.
Jednym z elementów tego projektu był zakup 25 niskopodłogowych trolejbusów wyposażonych w autonomiczne źródło zasilania, co miało na celu zwiększenie niezawodności komunikacji trolejbusowej.
W trakcie prac studyjno-projektowych rozważano
wyposażenie nowych trolejbusów w pomocniczy
agregat spalinowy, baterie elektrochemiczne lub zasobnik superkondensatorowy. Zasadniczym argumentem decydującym o rezygnacji z zastosowania zasobnika superkondensatorowego była jego relatywnie
niewielka pojemność, ograniczająca zasięg jazdy bezsieciowej do jednego kilometra [3, 5]. Czynnikiem
przemawiającym na niekorzyść agregatu spalinowego
były względy środowiskowe, czyli emisyjność oraz
znaczny poziom hałasu generowany podczas pracy.
Istotnym argumentem okazały się także aspekty eksploatacyjne - PKT Gdynia jest przedsiębiorstwem
posiadającym w swoim parku taborowym wyłącznie
trolejbusy, czyli pojazdy o napędzie elektrycznym.
Skutkiem tego, zajezdnia trolejbusowa nie dysponuje
kadrą ani zapleczem technicznym odpowiednim do
68
eksploatacji pojazdów wyposażonych w silniki spalinowe. Należy także zwrócić uwagę na znaczny potencjał rozwojowy baterii elektrochemicznych, których
cena jak i parametry techniczne ulegają ciągłej poprawie jako rezultat wzrostu popularności pojazdów elektrycznych.
Bazując na przedstawionych powyżej argumentach
podjęto decyzję o zakupie trolejbusów wyposażonych
w pomocniczy napęd akumulatorowy. Z dostępnych
na rynku technologii wybrano baterie niklowokadmowe. Podstawowym czynnikiem stojącym u podstaw tej decyzji była żywotność ogniw wykonanych w
tej technologii potwierdzona doświadczeniami eksploatacyjnymi innych użytkowników. Zaletą baterii niklowo-kadmowych jest także ich duża przeciążalność
prądowa, mająca kluczowe znaczenie w przypadku
napędów trakcyjnych.
Fot. 1. Trolejbus Solaris Trollino 12 / Medcom wyposażony w
baterie niklowo-kadmowe firmy SAFT.Autor: Marcin Połom
2. Realizacja projektu
Pierwsze dwa prototypowe trolejbusy wyposażone w
autonomiczny napęd bateryjny zostały zakupione
przez PKT ze środków własnych, a dostarczone przez
firmę Solaris w 2009 r. (fot. 1). W marcu 2010 roku
rozstrzygnięto przetarg na dostawę kolejnych 25 sztuk
pojazdów, także wyposażonych w pomocniczy napęd
akumulatorowy, którego zwycięzcą okazała się
ponownie firma Solaris [2].
W ramach obydwu zamówień dostarczone zostały
trolejbusy Solaris Trollino 12 wyposażone w układ
napędowy produkcji firmy Medcom. Dla celów
zasilania awaryjnego znalazły zastosowanie baterie
niklowo-kadmowe typu STH800 firmy SAFT. Baterie
te są połączone z pozostałą instalację elektryczną
600V za pomocą rezonansowego przekształtnika
DC/DC, który w trakcie jazdy autonomicznej
podwyższa napięcie baterii do napięcia znamionowego
układu napędowego a w trakcie jazdy przy zasilaniu z
sieci trakcyjnej pełni rolę ładowarki akumulatorów.
Ponadto, przekształtnik ten zapewnia separację
galwaniczną pomiędzy ogniwami a potencjałem sieci
trakcyjnej. Baterie trakcyjne oraz przekształtnik są
umieszczone w tylnej części pojazdu (fot. 2).
Trolejbus jest wyposażony w automatyczne odbieraki
prądu umożliwiające przyłączanie i odłączanie się od
sieci trakcyjnej
bez konieczności ręcznego
manipulowania przez kierowcę. Charakterystykę
własności trakcyjnych przy jeździe autonomicznej
przedstawiono w tab.1.
Tab. 1. Podstawowe dane techniczne trolejbusów Solaris
Trollino 12 / Medcom.
Moc silnika trakcyjnego
Maksymalna moc na wale silnika
podczas jazdy autonomicznej
Maksymalne przyśpieszenia podczas
jazdy autonomicznej
Napięcie baterii
Maksymalny prąd baterii
Liczba ogniw
Pojemność ogniw
Typ ogniw
Prąd ładowania szybkiego / standardowego
Masa baterii wraz z przekształtnikiem
175 kW
70 kW
0,4 m/s2
201,6 V
400 A
168
80 Ah
NiCd
STH 800
1 C / 0,1 C
800 kg
Należy nadmienić, że baterie trakcyjne zostały zastosowane także w trolejbusach Mercedes O405N budowanych we własnym zakresie przez PKT Gdynia na
bazie wycofanych z eksploatacji autobusów. W odróżnieniu od pojazdów Trollino, zastosowano w nich
baterie o mniejszej pojemności, składające się z 60
ogniw STH 800. W celu uproszczenia aparatury elektrycznej zrezygnowano w nich także z montażu przetwornicy podwyższającej napięcie baterii – układ
Fot. 2. Baterie trakcyjne (dwie niebieskie skrzynie z prawej strony)
oraz przekształtnik baterii (lewa strona) trolejbusu Solaris Trollino
12 / Medcom. Autor: Mikołaj Bartłomiejczyk
napędowy jest zasilany bezpośrednio z baterii napięciem 72 V i pracuje przy znacznie ograniczonych parametrach ruchowych.
3. Doświadczenia eksploatacyjne
Trolejbusy wyposażone w pomocniczy napęd bateryjny są eksploatowane przez PKT Gdynia od stycznia
2010 r. W tym czasie możliwość jazdy autonomicznej
była wielokrotnie wykorzystywana, zarówno podczas
planowanych remontów ulic, jak i w trakcie sytuacji
awaryjnych. Wszystkie pojazdy Solaris Trollino 12,
które były zakupione od 2009 r. (do kwietnia 2011 r.
dostarczono łącznie 21 pojazdów), są wyposażone w
układ ciągłej rejestracji parametrów pracy pojazdu,
m.in. stanu pracy baterii trakcyjnych. Na bazie tych
rejestracji została sporządzona analiza dotychczasowych wyników eksploatacyjnych baterii znajdujących
się w siedemnastu trolejbusach Solaris Trollino 12 /
Medcom.
Jedna z sytuacji wykorzystania pomocniczego, bateryjnego źródła zasilania miała miejsce w dniach 19-21
listopada 2010 r. podczas zamknięcia ulicy Chwaszczyńskiej na czas wymiany asfaltowej nawierzchni.
Wówczas trolejbusy pokonywały, korzystając z autonomicznego źródła zasilania, odcinki o długości 0,8
km do 2,2 km (w zależności od etapu prac drogowych). Na rys. 1 przedstawiono zależność stopnia
rozładowania baterii od długości pokonanego odcinka,
sporządzoną na podstawie rejestracji stanu pracy baterii podczas tego okresu.
Jak zaznaczono, napęd akumulatorowy miał także
zastosowanie podczas sytuacji awaryjnych, m.in.
uszkodzeń sieci trakcyjnej, awarii zasilania lub zaburzeń ruchu drogowego. Na rys. 2 znajduje się zależność pomiędzy głębokością rozładowania baterii trakcyjnych a pokonanym dystansem w sytuacjach awaryjnych, sporządzona na bazie doświadczeń eksploatacyjnych z lat 2010 – 2011.
69
Rys. 1. Zależność pomiędzy stopniem rozładowania baterii a
przejechanym dystansem sporządzona na bazie rejestracji z 19-21
listopada 2010.
nych warunków ruchu drogowego, czyli zatorów
ulicznych oraz zwiększonej liczby zatrzymań i rozruchów. Najdłuższy dystans pokonany przy pomocy
baterii trakcyjnych podczas jazdy z pasażerami wyniósł ponad 7 km. Należy zaznaczyć, że ze względu na
rzadkie występowanie sytuacji awaryjnych możliwie
jest wówczas dopuszczenie głębszego rozładowania
baterii, do poziomu 50-60 %.
Zarówno w przypadku jazdy planowej, jak i awaryjnej, widoczny jest znaczny rozrzut pomiędzy maksymalnym i minimalnym zużyciem energii przez pojazdy. Poza zmiennymi warunkami ruchu i zróżnicowanym napełnieniem pojazdów istotną przyczyną są
indywidualne umiejętności jazdy kierowców. Czynnik
ten świadczy o potencjalnych możliwościach akumulatorowego zasobnika energii. Możliwe jest zwiększenie zasięgu pojazdów w przypadku przeprowadzenia
szkolenia kierowców pod kątem optymalizacji techniki prowadzenia pojazdu.
4. Baterie litowe – kolejny etap
Rys. 2. Zależność pomiędzy stopniem rozładowania baterii a
przejechanym dystansem w sytuacjach awaryjnych.
W tab. 2 przedstawiono podstawowe parametry energetyczne pomocniczego napędu bateryjnego uzyskane
na podstawie eksploatacji przez PKT Gdynia siedemnastu trolejbusów Solaris Trollino 12 / Medcom od
2009 r. Na ich podstawie można stwierdzić, że w standardowych warunkach ruchu ulicznego zużycie energii, przez trolejbus przy jeździe autonomicznej - zasilaniu z baterii, kształtuje się na poziomie 1,5 kWh/km,
co przy założeniu zalecanego z punktu widzenia żywotności rozładowania baterii w 20%, umożliwia
przejazd dystansu o długości rzędu 2,2 km. Zużycie
energii podczas jazdy w sytuacjach awaryjnych jest
większe o 25 %. Wynika to z występujących utrudnio-
Decyzję o zakupie trolejbusów dla Gdyni – wraz z
wyborem technologii zastosowanych baterii - podejmowano w 2008 roku. Od tego czasu zaszedł znaczny
postęp technologiczny i realną alternatywą dla napędu
pojazdów elektrycznych stały się baterie litowo – jonowe, dotychczas znane głównie z zastosowań w telefonach komórkowych, komputerach i aparatach fotograficznych.
Jako przykład praktycznego zastosowania baterii litowo jonowych można przedstawić trolejbus OAF Graf
& Sfift NGE 152 M17 hybrid, który znajduje się w
eksploatacji w niemieckim mieście Eberswalde. Podczas jazdy bezsieciowej zasilany jest on
z hybrydowego zasobnika energii wyprodukowanego
przez firmę RWR Railway Service GMBH, zawierającego:
• superkondersatory o pojemności energetycznej
0,4 kWh dla zwiększenia efektywności hamowania odzyskowego,
Tab. 2. Porównanie pracy pomocniczego napędu bateryjnego w różnych warunkach ruchowych.
Tryb pracy
Średnie zużycie energii **
Symulacja
Praca planowa
Dystans pokonany dla DOD
= 20 %
2,25 km
2,28 km
Praca awaryjna
1,63 km
1,86 kWh/km
1,4 kWh/km
1,51 kWh/km
Minimalne
zużycie
energii*
0,83
kWh/km
0,68
kWh/km
Maksymalne
zużycie energii*
2,36 kWh/km
Największy
pokonany dystans
2,164 km
2,72 kWh/km
7,105 km
* wyznaczone dla dystansów powyżej 1 km
** średnia ważona dystansem przejechanym w każdym kursie
70
•
litowe baterie o pojemności 12 kWh mające ze
zadanie zwiększenie zasięgu jazdy przy zasilaniu bezsieciowym, o masie 170 kg.
Bateryjna część zasobnika składa się z 10 litowo –
jonowych modułów HEB 40/36 produkcji RWR o
następujących parametrach technicznych:
• napięcie 36 V, każdy moduł składa się z 10
ogniw Li-Ion,
• pojemność: 40 Ah,
• maksymalny prąd ładowania: chwilowy (30 s)
160 A, ciągły 80 A,
• maksymalny prąd obciążenia: 200 A,
• masa: 17 kg.
Każdy moduł jest wyposażony w indywidualny system sterowania. Ze względu na minimalną temperaturę
pracy ogniw wynoszącą -20 stopni Celciusza, każdy
z modułów jest w grzejnik elektryczny o mocy 50 W.
Innym interesującym rozwiązaniem, które było proponowane przez czeską firmę Czetro do zastosowania w
trolejbusach w słowackim mieście Bańska Bystrzyca,
był zasobnik energii oparty wyłącznie na ogniwach LiIon. Przewidziany było on zarówno do akumulacji
energii hamowania odzyskowego podczas pracy sieciowej oraz bezsieciowej (trolejbus nie miał być wyposażony w rezystor hamowania) jak i do zasilania
pojazdu w trakcie poruszania się bez zasilania z sieci
trakcyjnej.
Dane tego zasobnika są następujące:
• 180 ogniw Li-Ion o pojemności 90 Ah,
• pojemność energetyczna 52 kWh,
• masa 650 kg,
• objętość 340 l,
• maksymalny zasięg trolejbusu podczas jazdy
autonomicznej 30 km.
W stanie jazdy przy zasilaniu z sieci trakcyjnej poziom naładowania baterii miał być utrzymywany na
poziomie 90%, co umożliwiało by przyjęcie energii
hamowania. Przy jeździe autonomicznej dopuszczalny
poziom rozładowania przewidywany był na poziomie
40 %.
Po uzyskanych pozytywnych doświadczeniach eksploatacyjnych z bateriami niklowo – kadmowymi
Przedsiębiorstwo Komunikacji Trolejbusowej również
rozważa budowę testowego trolejbusu wyposażonego
w baterie litowo – jonowe. Przewidywane są następujące parametry zasobnika:
• 120 ogniw Li-Ion o pojemności 75 Ah,
• pojemność energetyczna 33 kWh,
• napięcie całkowite 444 V,
• masa 190 kg,
• maksymalna moc chwilowa 200 kW.
Zasobnik ten umożliwi cykliczną obsługę odcinka
pozbawionego sieci trakcyjnej o długości 5 km.
5. Podsumowanie
Doświadczenia zyskane podczas dotychczasowej,
blisko dwuletniej eksploatacji trolejbusów wyposażonych w alternatywne źródło zasilania w postaci baterii
trakcyjnych, potwierdzają słuszność wyboru tego rozwiązania. Alternatywny napęd bateryjny w zasadniczy
sposób zwiększa mobilność trolejbusów zarówno podczas planowych zmian organizacji ruchu ulicznego,
jak i awarii, jednocześnie pozwalając na zachowanie
podstawowej zalety komunikacji trolejbusowej, czyli
braku emisji spalin w miejscu pracy. Postęp w dziedzinie baterii elektrochemicznych daje możliwości
dalszego rozwoju trolejbusów z napędem autonomicznym.
Bibliografia
[1] Bartłomiejczyk M., Połom M.: Eksploatacja i rozwój
infrastruktury
oraz
taboru
Przedsiębiorstwa
Komunikacji Trolejbusowej w Gdyni, Konferencja
MET 2009 Krynica Morska, Gdańsk 2009
[2] Bartłomiejczyk M.: Trolejbus z autonomicznym źródłem
zasilania, Zeszyty Naukowe Wydziału Elektrotechniki i
Automatyki Politechniki Gdańskiej Nr 27, 2010
[3] Giziński Z., Gasiewski M., Zych M., Żuławnik M.:
Hybrydowy układ zasilania trolejbusu. Technika
Transportu Szynowego 9/2007,
[4] Kacprzak J., Kozierkiewicz M.: Układy napędowe i
układy sterowania trolejbusów, Radom, Oficyna
Wydawnicza Politechniki Radomskiej 1997
[5] Maciołek T., Drążek Z.: Tramwaj z zasobnikiem
kondensatorowym na odcinku bez zasilania.
Konferencja MET 2005, Warszawa, 2005
[6] Połom M., Palmowski T.: Rozwój i funkcjonowanie
komunikacji trolejbusowej w Gdyni, Gdańsk, Oficyna
Wydawnicza Uniwersytetu Gdańskiego 2009
[7] Pankowski R.: Zastosowanie pokładowego zasobnika
energii w trolejbusie. Politechnika Gdańska, praca
dyplomowa magisterska. Gdańsk 2009.
71
Lesław Ładniak
Politechnika Wrocławska
Wydział Elektryczny
Instytut Podstaw Elektrotechniki i Elektrotechnologii
Wpływ układu połączeń transformatora trakcyjnego na
niesymetrię napięć w sieci zasilającej
Bazując na przyjętych modelach układów połączeń uzwojeń transformatorów
stosowanych do zasilania trakcji kolei dużych prędkości przeprowadzono ocenę wpływu chwilowych zmian napięć na zaciskach pierwotnych tych transformatorów w zależności od stopnia obciążenia strony wtórnej. Zaproponowane
równania i przyjęte współczynniki umożliwiają wyznaczenie wartości napięć
niesymetrii w sieci zasilającej, co jest bardzo istotne przy podejmowaniu decyzji o wyborze odpowiedniego typu transformatora do danych warunków zasilania.
1. WPROWADZENIE
Do zasilania układów trakcji kolei dużych prędkości, gdy moc pociągu jest rzędu 10 MW, stosowany
jest obecnie najczęściej system 2x25 kV napięcia
przemiennego z autotransformatorami. Zasadniczym
elementem takiego układu zasilania jest transformator,
w którym następuje przekształcenie trójfazowego
układu napięć zasilających na układ dwufazowy. W
zależności od zastosowanego układu polaczeń uzwojeń pierwotnych i wtórnych uzyskuje się dwa sinusoidalnie zmienne przesunięte względem siebie napięcia.
Niezależnie od liczby uzwojeń wtórnych transformatora oraz zastosowanego układu połączeń uzwojeń
pierwotnych i wtórnych tego transformatorów do zasilającego systemu energetycznego jest wprowadzana
niesymetria napięć i prądów [1, 2]. Wynika to z faktu,
że przyłączone do dwóch faz strony wtórnej transformatora obciążenie jest niesymetryczne, ponieważ
zasilane są dwie różne sekcje sieci trakcyjnej z różną
liczbą pojazdów o różnym w danej chwili stopniu
obciążenia. Miarą wprowadzanej do energetycznego
systemu zasilającego niesymetrii εu jest wyrażony w
procentach stosunek skutecznych wartości składowej
przeciwnej napięcia U2 do składowej zgodnej napięcia
U1:
U2
εu = U 100%
(1)
1
W artykule opisano wpływ stosowanych obecnie
układów połączeń transformatorów zasilających sieć
trakcji kolei dużych prędkości na poziom odkształceń
napięć w zasilającym systemie energetycznym.
72
2. UKŁADY POŁĄCZEŃ TRANSFORMATORÓW TRAKCYJNYCH
Powszechnie znanym i od dawna stosowanym
transformatorem służącym do transformacji napięć
układu trójfazowego na dwufazowy układ napięć jest
transformator Scotta, w którym napięcia strony wtórnej są przesunięte względem siebie o kąt 90o. Korzystając z rozwiązań, w których zastosowano połączenie
uzwojeń gwiazd-trójkąt lub uzwojenia transformatora
są połączenie w otwarty trójkąt uzyskujemy na wyjściu transformatora napięcia przesunięte o krotność
kąta 120o. W skrajnym przypadku układy trakcji kolejowej można zasilić poprzez dwa transformatory jednofazowe lub transformator z dzielonym przeciwsobnie połą-czonymi uzwojeniami wtórnymi, w którym
napięcia są przesunięte o kąt 180o. Do transformacji
napięć dla potrzeb układów zasilania trakcji kolejowej
stosowane są też bardziej złożone układy połączeń
uzwojeń, takie jak Le Blanc’a lub Woodbridge’a. Z
nowszych rozwiązań na uwagę zasługuje stosowane w
Japonii połączenie Roof-Delta [3]. Każdy z tych układów zasilających ma swoje wady i zalety. Różne są
też właściwości i charakterystyki tych rozwiązań. To
wszystko powoduje, że w różnym stopniu przenoszone są do zasilającej sieci energetycznej wszelkiego
rodzaju zakłócenia i niesymetrie obciążeń. W tabeli 1
zestawiono podstawowe równania opisujące relację
między napięciami i prądami strony pierwotnej i
wtórnej transformatorów o różnych układach połączeń
tych uzwojeń [4]. W celu uproszczenia rozważań
przyjęto, że rozpatrywane transformatory są idealne, a
współczynnik mocy poszczególnych uzwojeń wtórnych jest równy jedności.
Tabela 1.
Równania napięciowe i prądowe transformatorów trakcyjnych
Układ połączeń uzwojeń transformatora
Równania napięciowe
Równania prądowe
1. Pojedyncze dzielone
A
B
iA
n ux = uAB
N1
ix
iy
N2
x
n uy = - uAB
y
N2
n iA =ix + iy
n i B = - ix - i y )
o
2. Otwarty trójkąt VV
C
B
A
iC
iB
N1
iA
n ux = uCB
iy
n uy = uAB
N1
ix
N2
x
y
N2
n i A = iy
n i B = - ix - i y
n i C = ix
o
3. Scott
A
B
C
ia
ib
ic
ea
eb
1
2 N1
1
2 N1
n ux = uab
ec
√3
2 N1
2
1
ubc + uab
2
3
n uy = ix
N2
N2
ux
uy
x
o
iy
o
y
4. Le Blanc
A
N1
B
N2
3
N2
?3
N2
N1
N1
o
5. Woodbridge
V
iB
NS
1
2
N1
ix
N2
1
2
ix
U
N1
iA
in
iC
2
6
N2
iy
1
6
W
N1
N2
N2
N2
ix
2
6
iy
iy
1
6
n uy =
NS
iy
xT
NC
N2
iy
1:√ 3
xF
2NS + NC
uc =
NC
3 uc
yF
6. Gwiazda-trójkąt Yd
n ux = uA
iA
x
y
ic
ix
C
iN
N1
iC
B
N1
iB
N2
o
N2
ib
ia
n uy = - u B
iy
N2
o
7. Roof-delta
n ux =
A
iA
ix
N1
C
N1
iC
xT
iN
B
N1
iB
ix
N2
xF
yT
?3
N2
N2
N2
1
3
ix
1
(- uA + 2 uB - uC)
3
iy
N2
2
3
2
ix
3
1
ix - iy
n iB = 3
1
ix + iy
n iC = 3
2
1
i + i
3 x 3 y
1
2
n iB = - ix - iy
3
3
1
1
n iC = - ix + iy
3
3
n iA =
A
N1
1
ix + iy
3
1
ix - iy
n iC =
3
n iA =
n ux = ua - ub
yT
2
ix
3
n iB =
1
n uy = (uAB + uCA - 2 uBC)
3
N2
3
o x
n iA = -
3
(u - u )
n ux =
3 AB CA
y
2 N2
3
?3
C
1
iy
3
1
iy
n i b = - ix 3
2
iy
n ic =
3
n ia = ix -
?3
yF
n uy =
1
(uA - uC)
3
1
( - ix + 3 iy)
3
1
n iB = 2 i x
3
1
n iC = ( - ix - 3 iy)
3
n iA =
3. RÓWNANIE MOCY TRANSFORMATORA
Moc skuteczna ST transformatora zasilającego
obwody trakcji kolejowej jest sumą maksymalnych
wartości mocy skutecznych Sx oraz Sy poszczególnych uzwojeń wtórnych tego transformatora. Oczywiście maksymalna moc skuteczna obciążenia transformatora ST nie powinna przekraczać znamionowej
mocy transformatora SN. W związku z tym, moc poszczególnych uzwojeń wtórnych transformatora można opisać korzystając ze współczynnika K określającego stopień obciążenia jednego z tych uzwojeń:
Sx = K ST oraz Sy = ST – Sx = (1 – K) ST
(2)
72
Ponieważ moc skuteczną poszczególnych
uzwojeń strony wtórnej transformatora można wyrazić w zależności od wartości admitancji obciążenia
Yx, Yy oraz wartości napięć Ux, Uy, to przy założeniu
równości modułów napięć strony wtórnej transformatora możemy napisać:
Io
I1 =
I2
0
0
0
0
0
Yx + Yy - Yx - a Yy
- Yx - a2 Yy Yx + Yy
Uo
U1
U2
A0
Y0
gdzie φ jest kątem przesunięcia między napięciami
strony wtórnej transformatora.
Jeżeli przyjmiemy wskaz napięcia Ux za
wielkość odniesienia, to moc skuteczną transformatora S w zależności od modułów mocy poszczególnych
uzwojeń strony wtórnej oraz współczynnika K opisuje następujące równanie:
I0
U0
E0
N
A1
Y1
I1
U1
E1
Yy
a Y y U2
Yx
N
S = K ST + (1 -K) ST
e j2φ
= ST (K - K e
j2φ
j2φ
+e )
(4)
Y2
Jak wynika z zależności (5) o szybkości
przekazywania energii przez transformator zasilający
trakcję kolei dużych prędkości decyduje nie tylko
stopień obciążenia poszczególnych faz strony wtórnej
tego transformatora, ale przede wszystkim kąt przesunięcia między napięciami fazowymi strony wtórnej
transformatora.
Wartości kąta przesunięcia napięć wtórnych
oraz równania opisujące współczynniki szybkości
przekazywania energii dla poszczególnych układów
połączeń uzwojeń transformatorów zawiera tabela 2.
4. WSPÓŁCZYNNIK ASYMETRII NAPIĘĆ
Korzystając z podanych w tabeli 1 równań oraz
metody składowych symetrycznych można uzyskać
równania opisujące relację między składową przeciwną napięcia, a składową zgodną tego napięcia w
zależności od mocy transformatora oraz mocy zwarciowej sytemu w miejscu przyłączenia transformatora
do zasilającej go sieci energetycznej. W tym celu
rozpatrzmy typowy przypadek, gdy uzwojenia transformatora trakcyjnego są połączone w tak zwany
otwarty trójkąt (VV), a do uzwojeń wtórnych przyłączono admitancje obciążenia YxL oraz YyL.
W stanie ustalonym przy wymuszeniu sinusoidalnym relację między napięciami a prądami po stronie
pierwotnej rozpatrywanego transformatora są opisane
następującymi równaniami:
IA
IB =
IC
0
1
n
1
YxL
-1 -1
1
0
YyL
0 -1 1
1
n
1 -1 0
UA
UB
UC
1
1
Przyjmując, że n2 YxL = Yx oraz n2 YyL = Yy oraz
korzystając z przekształcenia wielkości fazowych na
składowe symetryczne otrzymujemy:
74
A2
I2
U2
Yy
a2Y y U1
E2
N
Rys.2. Układ połączeń obwodów składowych symetrycznych dla
transformatora V-V
Korzystając z prądowego prawa Kirchhoffa dla
węzła A2 oraz przyjmując, że źródło napięć zasilających jest symetryczne, to otrzymujemy następującą
równość:
U2 (Y s + Y x + Y y) = U1 (Y x + a2 Y x)
(5)
Jak wynika z powyższego równania stosunek składowej przeciwnej napięcia U2 do składowej zgodnej
napięcia U1 jest opisany następującym równaniem:
U2
Yx + a2 Yy
=
U1
Y s + Yx + Y y
(6)
Jeżeli uwzględnimy zależność między skuteczną
wartością mocy a admitancją elementu układu, to możemy napisać:
U2
Yx + a2 Yy
Yx U12 + a2 Yy U12
=
=
U1
Y s + Yx + Y y
(Ys + Yx + Yy) U12 =
Sx + a2 Sy
=-S +S +S
(7)
s
x
y
gdzie SS jest mocą zwarciową układu zasilającego w
miejscu przyłączenia transformatora.
Korzystając z równań opisujących moc poszczególnych uzwojeń strony wtórnej transformatora w
zależności od mocy całkowitej transformatora oraz
wykorzystując fakt, że moc zwarciowa systemu jest
dużo razy większa od mocy transformatora trakcyjnego, to powyższe równanie przyjmuje postać:
U2
ST
ST
= - (k ST + a2 (1 - k)) ) ≅ - 3k2 - 3k + 1
U1
Ss
Ss
(8)
Jak wynika z powyższego równania współczynnik
asymetrii napięć εu jest iloczynem współczynnika
szybkości przekazywania energii przez transformator
oraz stosunku skutecznych wartości mocą
transformatora i mocy zwarciowej systemu w miejscu
zasilania:
ST
εu = kf S 100%
(9)
k
Występujący w powyższym wzorze współczynnik
kf ma wartość równą jeden w przypadku, gdy napięcia
zasilające sieć trakcyjną są przesunięte względem
siebie o kąt 180o. Jeżeli przesunięcie fazowe napięć
zasilających po stronie wtórnej jest równe 120o, to
współczynnik kf obliczamy według następującego
wzoru:
(10)
kf = 3k2 - 3k + 1
W przypadku przesunięcia napięć o 90o wartość
współczynnika kf jest obliczana zgodnie ze wzorem:
kf = |2k - 1|
(11)
Jak wynika z powyższych zależności o wartość
współczynnika niesymetrii napięć decyduje przede
wszystkim wartość mocy zwarciowej w podstacji
trakcyjnej. Dużo mniejszy wpływ ma rozkład mocy i
przesunięcia fazowego między napięciami zasilającymi trakcję kolejową. Na rys. 2 przedstawiono
wpływ rozkładu mocy między fazami strony wtórnej
transformatorów na wartość współczynnika niesymetrii dla różnych układów połączeń uzwojeń transformatorów.
Rys. 1.
Względne wartości współczynnika niesymetrii napięć
5. POSUMOWANIE
Opisane w artykule układy połączeń transformatorów można w zależności od kąta przesunięcia fazowego napięć strony wtórnej oraz funkcji opisującej
zmiany współczynnika szybkości przekazywania
energii podzielić na trzy klasy. Do pierwszej klasy
należą transformatory o przesunięciu fazowym napięć
równym 0 lub π. W tym przypadku stopień obciążenia poszczególnych uzwojeń wtórnych K nie wpływa
na wartość współczynnika szybkości przekazywania
energii. Do klasy drugiej zaliczamy transformatory, w
których kąt przesunięcia między napięciami strony
wtórnej jest wielokrotnością kąta π/3. Do klasy trzeciej należą transformatory o kącie przesunięcia faz
strony wtórnej równym π/2. Współczynnik szybkości
przekazywania energii dla tej klasy transformatorów
ma największą wartość w całym zakresie zmienności
obciążenia, co świadczy o dużej zdolności tłumienia
niesymetrii obciążeń przez taki transformator.
Dokonując wyboru sposobu zasilania układów trakcji kolei dużych prędkości należy dążyć do
wyboru takiego układu połączeń, aby spełnić wymagania określone w Instrukcji Ruchu i Eksploatacji
Krajowego Systemu Energetycznego. Przyjmując, że
moc typowej podstacja trakcyjnej kolei dużych prędkości wynosi 60 MVA, to przy dopuszczalnej wartości współczynnika asymetrii napięć zasilających 1 %
moc zwarciowa systemu powinna być powyżej
6 GVA. W Krajowym Systemie Energetycznym takie
wartość mocy zwarciowej występuje jedynie w sieciach o napięciu 400 kV. Wybór poziomu napięć
zasilających oraz zastosowanie konkretnego układu
połączeń uzwojeń transformatora ma zasadniczy
wpływ na decyzję o zastosowaniu lub nie dodatkowych układów kompensujących chwilowe zmiany
napięć w sieci zasilającej. Oczywiście istotnym
aspektem przy wyborze sposobu zasilania trakcji
kolejowej są koszty produkcji, instalacji i eksploatacji
poszczególnych transformatorów.
BIBLIOGRAFIA
[1] Burchi G., Lazaroiu C., Golovanov N., Roscia M.:
Estimation of Voltage Unbalance in Power Systems
Supplying High Speed Railway, Electrical Power
Quality and Utilisation, Vol. XI, No. 2, pp. 113-119,
2005.
[2] Sutherland P. E., Waclawiak M., McGranaghan M. F.;
Analysis of Harmonics, Flicker and Unbalance of TimeVarying Single-Phase Traction Loads on a Three-Phase
System, International Conference on Power Systems
Transients, Canada, June 19-23, 2005.
[3] Morimoto H., Uzuka T,. Horiguchi A., Akita T.: New
Type of Feeding Transformer for AC Railway Traction
System, pp. 800-805, PEDS 2009.
[4] Ładniak L.: Transformacja napięć i prądów w układach
zasilania trakcji kolei dużych prędkości, Transcomp XIV
International Conference Computer Systems Aided
Science, Industrial and Transport, Zakopane 2010.
75
Sławomir Judek
Krzysztof Karwowski
Mirosław Mizan
Diagnostyka i monitoring odbioru prądu z sieci trakcyjnej
Dla zapewnienia bezpieczeństwa i niezawodności eksploatacyjnej transportu
kolejowego kluczowe znaczenie techniczne ma układ odbioru prądu z sieci
jezdnej przez poruszające się pojazdy. Jego poprawne działanie zależy m.in.
od prawidłowej regulacji zarówno sieci jezdnej, jak i odbieraka prądu. W artykule przedstawiono przegląd różnych metod i urządzeń diagnostyki i monitoringu trakcyjnych odbieraków prądu oraz sieci trakcyjnej, stosowanych przez
zarządy transportu kolejowego. Omówiono strukturę i wyniki eksploatacji
wdrożonych rozwiązań krajowych oraz wybranych układów eksperymentalnych i projektów badawczych. Przedstawiono wdrażany aktualnie skomputeryzowany i działający w pełni automatycznie system monitoringu odbieraków
prądu, oparty na bezstykowych metodach pomiaru.
Wstęp
Diagnostyka techniczna jest dynamicznie rozwijającą się dziedziną, której wykorzystanie w systemach
transportowych prowadzi do zmniejszenia kosztów
oraz podniesienia niezawodności i bezpieczeństwa
eksploatacji. Dla prawidłowego działania zelektryfikowanego transportu szynowego konieczne jest
utrzymanie we właściwym stanie technicznym zarówno infrastruktury, jak i taboru. Z punktu widzenia
niezawodności eksploatacyjnej kluczowe znaczenie
techniczne ma układ odbioru prądu z sieci jezdnej
przez poruszające się pojazdy [21]. Wysoka jakość
odbioru prądu zależy od ciągłości styku pomiędzy
odbierakiem i siecią jezdną, uzyskiwanej poprzez
regulację zarówno sieci jezdnej, jak i odbieraka prądu.
Zbyt mały nacisk odbieraka na sieć jezdną, może
prowadzić do powstawania przerw stykowych, natomiast zbyt duży – do nadmiernego wypierania sieci
jezdnej, a w konsekwencji do ryzyka uszkodzeń mechanicznych i nadmiernego zużycia nakładek stykowych. Rozregulowana sieć jezdna może powodować:
wzrost oscylacji przewodu, miejscowe zwiększenie
zużycia przewodu jezdnego, a w skrajnych przypadkach – zniszczenie odbieraka. W celu ograniczenia
tych niekorzystnych zjawisk, wprowadzane są nowe
konstrukcje sieci jezdnej i odbieraków prądu, umożliwiające zwiększanie prędkości pojazdów [1, 3, 9, 11,
22, 25, 32]. Diagnostyka techniczna przyczynia się do
poprawy bieżącego utrzymania sieci trakcyjnej i odbieraków prądu. Oprócz problemów ściśle technicznych mamy tu również do czynienia z dwoma podsystemami eksploatacyjnymi: siecią trakcyjną, będącą w
gestii zarządu infrastruktury (Polskich Linii Kolejowych) i pojazdami eksploatowanymi przez różnych
76
operatorów. Katedra Inżynierii Elektrycznej Transportu Politechniki Gdańskiej w ramach trwającej od kilkudziesięciu lat współpracy z PKP aktywnie uczestniczy w działaniach zmierzających do stworzenia kompleksowego systemu diagnostyki systemu odbioru
prądu.
Pierwszym elementem tego systemu był utworzony w latach dziewięćdziesiątych ubiegłego wieku
system Diagnostyki Sieci Jezdnej DST, składający się
z wagonów pomiarowych oraz stacjonarnych stanowisk do przetwarzania i analizy wyników [13], który
jest nadal eksploatowany i stale modernizowany. Kolejnym elementem systemu było powstałe w Gdyni
terenowe stanowisko pomiarowe do diagnostyki technicznej odbieraków prądu [30]. Do kontrolowania
stanu technicznego odbieraków w trakcie przejazdu
pojazdów, utworzony został eksperymentalny układ
monitoringu dynamicznego oddziaływania odbieraka
prądu na sieć trakcyjną [20]. Obecnie – przy współpracy z PKP Polskie Linie Kolejowe S.A. Biuro Energetyki – prowadzone są badania eksploatacyjne nowego stanowiska do monitorowania pantografów. W
ubiegłych latach prowadzone były przez Katedrę liczne prace naukowo-badawcze w zakresie diagnostyki
trakcyjnych odbieraków prądu [19], w szczególności
dotyczące kontroli zawieszenia ślizgacza [31] oraz
pomiaru wybranych parametrów czasowych w oparciu
o analizę obrazu z kamery [18]. Aktualnie trwają prace nad wykorzystaniem analizy obrazu 3D do oceny
stanu technicznego węglowej nakładki ślizgowej.
Stan diagnostyki systemu odbioru prądu przedstawiono schematycznie na rys. 1. Zarządy kolejowe
muszą rozwijać monitorowanie i diagnostykę sieci i
odbieraków, tak aby rozpoznawać ich stan i odpowiednio planować regulację i remont [6, 7, 17].
Wprowadzane są nowe metody monitoringu i diagnostyki prowadzące do globalnego spojrzenia na całość
funkcjonowania systemu trakcji elektrycznej [8, 17,
24, 28, 29, 33, 34, 36].
Rys. 1. Stan diagnostyki systemu odbioru prądu
W celu monitorowania stanu sieci jezdnej zarządy kolejowe wprowadzają do eksploatacji systemy
diagnostyki, z reguły instalowane na specjalnych wagonach [5, 8, 13, 28, 33, 34, 37]. Proces diagnostyczny obejmuje pomiary istotnych parametrów sieci,
wykonywane automatycznie podczas przejazdu wagonu linią kolejową, oraz następującą po tym analizę
zebranych wyników i ocenę stanu sieci. Wyposażenie
pomiarowe i diagnostyczne wagonów jest unikalne najbardziej obiecujące są tu pomiarowe systemy
optyczne, oparte na analizie obrazu z kilku kamer lub
wykorzystujące skanery laserowe [5, 28,37].
Innym podejściem może być instalacja wybranych
urządzeń pomiarowych na standardowym pojeździe
[2]. Umożliwia to kontrolę współpracy sieć – pantograf za pośrednictwem bezkontaktowych czujników.
Zebrana informacja o stanie technicznym może być
przesłana drogą radiową do centrali sterowania ruchem.
Coraz częściej instalowane są w wybranych punktach linii kolejowej specjalistyczne przyrządy do oceny stanu technicznego np. odbieraka prądu
przejeżdżającego pojazdu [4, 15, 16, 26].
Przykładowym rozwiązaniem jest eksperymentalne stanowisko monitoringu odbieraków [20] i np.
„brama kontrolna” CATIEMONT (Catenary Interface
Monitoring) zrealizowana przez zespół kilku firm.
W pracy [23] opisano rozwiązanie automatycznej
kontroli wizualnej, w której wykorzystano kilka kamer do przechwytywania obrazu profili nakładek węglowych i oświetlacze laserowe do precyzyjnego zlokalizowania pantografu w przestrzeni. Analiza obrazów pozwala na określenie m.in.: grubości nakładki,
ubytku materiału nakładki a także trendu zużycia nakładek z określeniem przewidywanego czasu do wymiany. Wadą tego rozwiązania jest skomplikowany
układ kamer, oświetlaczy i ekranów świetlnych, stosowany w celu uzyskanie trójwymiarowej geometrii
ślizgacza na podstawie obrazów dwuwymiarowych.
Implikuje to niezwykle złożony algorytm obróbki
danych wizyjnych.
Innym rozwiązaniem jest system Pancam [14], w
którym analizy oparte są na dwuwymiarowym przetwarzaniu obrazu pantografów. System jest prostszy i
mniej funkcjonalny niż opisywany w [23]. Wadą tego
rozwiązania jest konieczność stosowania ekranów,
zwiększających kontrasty pomiędzy zarysem pantografu a pozostałymi elementami fotografowanej sceny. W wyniku przeprowadzonych prób średnio w 20%
zebranych danych nie było możliwe postawienie poprawnej diagnozy stanu technicznego odbieraka prądu.
Jednym ze sposobów automatycznego monitorowania uszkodzenia nakładek węglowych jest wykorzystanie komór ciśnieniowych lub światłowodów
umieszczonych wewnątrz nakładki tak, że jej zużycie
lub uszkodzenie powoduje rozszczelnienie komory
ciśnieniowej lub uszkodzenie włókien optycznych.
Spadek ciśnienia, bądź utrata ciągłości światłowodu
stanowi informację diagnostyczną o stanie nakładki
[10, 12]. Sposób ten wymaga stosowanie specjalnej
konstrukcji nakładek, odbieraków i pokładowych
układów diagnostycznych. Wadą jest wykrywanie
tylko całkowitego uszkodzenia nakładki.
W literaturze można również odnaleźć systemy
szwedzki oraz włoski, w których monitoring stanu
nakładek ślizgowych odbywa się na liniach dużych
prędkości w normalnych warunkach eksploatacyjnych
(200 km/h). Są to jednak systemy nastawione na wykrycie całkowicie zniszczonych nakładek. Brak jest
nawet wskazania, czy do diagnostyki wykorzystywane
są metody rozpoznawania obrazów.
Krajowy system diagnostyki sieci trakcyjnej
Diagnostyka sieci trakcyjnej na liniach kolejowych w Polsce opiera się w głównej mierze na wykorzystaniu systemu DST [13]. W jego skład weszły
wagony pomiarowe oraz stacjonarne stanowiska do
przetwarzania danych pomiarowych, rozmieszczone w
regionalnych sekcjach Spółki PKP Energetyka.
System DST został zaprojektowany do realizacji
diagnostyki dynamicznej, uwzględniającej współpracę
odbieraka prądu i sieci jezdnej w warunkach eksploatacyjnych, tzn. podczas przejazdu wagonu przez kontrolowany odcinek linii kolejowej. W ograniczonym
zakresie może być wykorzystywany do pomiarów
statycznych. W najnowszej generacji systemu, oznaczonej symbolem DST2000, realizowane są - z rozdzielczością co 1m - pomiary: odsuwu i wysokości
zawieszenia sieci jezdnej, napięcia sieci trakcyjnej,
przebytej drogi i prędkości wagonu oraz ruchów pudła
wagonu – w celu programowej kompensacji ich
wpływu na pomiar odsuwu i wysokości. Ponadto wykrywane są: niewłaściwie wyregulowane rozjazdy
sieciowe, udary odbieraka prądu, przerwy styku odbieraka prądu z siecią jezdną – wraz z pomiarem ich
czasu oraz konstrukcje wsporcze i rezonatory torowe
SHP.
77
Pomiary wszystkich parametrów wykonywane są
automatycznie podczas przejazdu diagnostycznego i
rejestrowane w postaci plików w komputerze pokładowym. Ponadto rejestrowany jest obraz wizyjny
współpracy sieci jezdnej z odbierakiem. Nakładane
tekstowo na rejestrowany obraz wartości położenia,
czasu i wartości podstawowych mierzonych parametrów, umożliwiają łatwą synchronizację zapisu video z
plikiem wyników pomiarowych. Zapis wizyjny może
być wykorzystany do oceny geometrii sieci w sytuacjach wątpliwych, np. przy lokalnie złożonym układzie przewodów.
Zarejestrowane dane pomiarowe są przetwarzane
w programie analizy wyników – z reguły na stacjonarnych stanowiskach przetwarzania danych, co
umożliwia bardziej efektywne wykorzystanie wagonów pomiarowych. Oprogramowanie realizuje różne
formy analizy i prezentacji wyników – tekstowo, graficznie, w postaci raportów zwykłych i porównawczych – z wynikami archiwalnymi, a także w ujęciu
statystycznym. Utworzone oprogramowanie systemu
DST, pionierskie w zastosowaniu z zakresu trakcji
elektrycznej, celnie wpisało się w powstały w późniejszym okresie standard dla programów o takim przeznaczeniu [13]. W celu ułatwienia przeglądania raportów skompresowane dane diagnostyczne są prezentowane w punktach podwieszenia. Analogiczne rozwiązania stosowane są w innych zarządach kolejowych,
np. [37]. Podstawowy sposób prezentacji wyników w
programie analizy danych przedstawiono na rys. 2. W
górnej części ekranu znajduje się wykres wysokości
zawieszenia przewodów jezdnych, w dolnej – wykres
ich odsuwu poziomego w funkcji drogi, na tle linii
wskazujących granice wartości normatywnych. Dodatkowe znaczniki wskazują punkty szczególne sieci
np. punkty podwieszenia, rozjazdy sieciowe oraz wykryte stany niewłaściwej współpracy odbieraka z siecią np. przerwy stykowe, udary.
Rys. 2. Ekspozycja wyników pomiarów w systemie DST
78
Wieloletnia eksploatacja systemu DST wskazuje,
że realizowana przy jego użyciu diagnostyka sieci
pozwala skutecznie wykrywać usterki występujące na
sieci. Należy podkreślić, że system DST wykorzystuje
stykowe metody pomiaru, oparte na zastosowaniu na
wagonie specjalnego pomiarowego odbieraka prądu.
Wynika to częściowo z zakresu diagnostyki, jak i ze
stanu techniki w chwili powstawania wagonów pomiarowych. W przypadku tworzenia nowej generacji
systemu wskazane byłoby wykorzystanie nowoczesnych bezstykowych metod do diagnostyki statycznej
parametrów geometrycznych sieci. Zwiększyłoby to
możliwości i efektywność wykorzystania systemu
przy budowie nowych lub przebudowie istniejących
sieci. Szczególnie obiecujące wydaje się wykorzystanie czujników i dalmierzy laserowych oraz szybkich
kamer 3D o wysokiej rozdzielczości [8, 35, 38].
Diagnostyka odbieraków prądu
Dla oceny stanu technicznego odbieraków prądu
dotychczas są stosowane w kraju ręczne metody pomiaru, przy wykorzystaniu odpowiednich przyrządów
pomiarowych. W praktyce pomiar istotnych parametrów odbywa się tylko podczas przeglądów kontrolnych lokomotyw, a stosowane metody pomiarowe są
czasochłonne, zaś w przypadku niektórych własności
odbieraka – np. płynności ruchu przy podnoszeniu lub
opuszczaniu – ocena ma charakter całkowicie subiektywny.
Wyznaczanie charakterystyki statycznej odbieraka
Czynnikiem, mającym największy wpływ na
prawidłową współpracę odbieraka prądu z siecią
jezdną, jest siła nacisku odbieraka na sieć. Konieczne
jest utrzymanie wartości siły w przedziale określonym
normami w całym roboczym zakresie wysokości uniesienia odbieraka. Dla realizacji automatycznego wyznaczania charakterystyki statycznej odbieraka prądu
opracowano i wdrożono na terenie lokomotywowni w
Gdyni terenowe stanowisko diagnostyczne [30]. Pomiar realizowany jest podczas przejazdu lokomotywy
z niewielką prędkością v – poniżej 10 km/h – przez
specjalnie wyprofilowane w osi pionowej przęsła sieci
jezdnej, wyposażone w zestaw czujników pomiarowych. W układzie mierzone jest uniesienie przewodu
jezdnego pod wpływem siły nacisku odbieraka – pomiar realizowany jest zatem metodą pośrednią. Wyprofilowanie sieci na odcinku pomiarowym w osi
pionowej pozwala uzyskać zmianę uniesienia odbieraka podczas pomiaru, obejmującą cały roboczy przedział wartości wysokości, w jakim – zgodnie z normami – winna być kontrolowana siła nacisku statycznego. Odcinek pomiarowy obejmuje dwa sąsiednie
przęsła zawieszenia; w pierwszym z nich wysokość
zawieszenia przewodu maleje, w drugim rośnie. Pomiar uniesienia przewodu ∆h realizowany jest niezaPOJAZDY SZYNOWE NR 3/2011
leżnie na obydwu odcinkach – na każdym w przybliżeniu w połowie przęsła zawieszenia – dzięki czemu
możliwe jest również wyznaczenie siły tarcia w przegubach mechanizmu odbieraka. Zastosowano czujniki
laserowe o zakresie pomiarowym ok. 20 cm i rozdzielczości rzędu 0,1 mm. Mierzone jest również aktualne położenie pojazdu na odcinku pomiarowym za
pośrednictwem laserowego miernika odległości o
zakresie pomiarowym rzędu kilkuset metrów. Sygnały
ze wszystkich czujników pomiarowych, poprzez
komputer pomiarowy umieszczony przy torze i układy
bezprzewodowej transmisji danych WLAN (ang. Wireless Local Area Network), trafiają do centralnego
stanowiska diagnostycznego w budynku lokomotywowni, gdzie są przetwarzane przy pomocy dedykowanego oprogramowania. Podsystem wizyjny, obejmujący: kamery, monitor TV, rejestrator obrazu i
bezprzewodowe łącze nadawczo-odbiorcze, ułatwia
obsłudze sterowanie procesem pomiarowym i identyfikację pojazdu i diagnozowanego odbieraka.
Rozmieszczenie głównych elementów stanowiska
przestawiono na rys. 3.
pozwala obejrzeć wyznaczone charakterystyki w postaci wykresów oraz tabel, generuje także wydruki
raportów w różnych formach.
Na rys. 4 przedstawiono przykładowe zestawienie porównawcze charakterystyk dla wybranej lokomotywy, pochodzących z pomiaru ręcznego i z pomiaru przy użyciu stanowiska diagnostycznego. Uzyskano dobrą zbieżność wyników dla obydwu metod
pomiaru. Charakterystyki wyznaczane automatycznie
przy pomocy tego stanowiska wykazują błędy mieszczące się zazwyczaj w paśmie ± 5%. Jedynie dla wysokości powyżej 5,8 m zdarzają się nieco większe
błędy. W tej strefie wysokości odbierak znajduje się w
dużej odległości od czujnika, zatem sygnał roboczy
ma małą wartość; w tych warunkach amplituda sygnału zakłócenia np. od ruchu przewodu wywołanego
wiatrem może go nawet przewyższać. Ten zakres
wysokości ma jednak mniejsze znaczenie eksploatacyjne. Proponowana metoda pozwala z dobrą dokładnością na wykrycie niesprawnych odbieraków, które
powinny być na nowo wyregulowane lub naprawione.
a)
b)
Rys. 3. Struktura i wyposażenie stanowiska pomiarowego: a)
wyprofilowany odcinek sieci jezdnej, gdzie: Sw – słupy wsporcze
sieci, Sp – słupy pomiarowe z zamontowanymi czujnikami pomiaru przemieszczenia przewodu wraz z osprzętem, hmax – maksymalna wysokość robocza odbieraka, hmin – minimalna wysokość
robocza odbieraka; b) urządzenia pomiarowo-rejestrujące stanowiska
Wyznaczana siła może być określona ogólnym
wzorem:
(1)
F = f ( l , k ) ⋅ ∆h ,
gdzie: ∆h – zmierzone uniesienie przewodu jezdnego,
l – odległość pomiędzy odbierakiem prądu a punktem
pomiarowym, k – współczynnik uwzględniający m.in.
elastyczność sieci.
Ponieważ funkcja f ma charakter nieliniowy i zależny od konstrukcji sieci jezdnej w obszarze szerszym niż odcinek pomiarowy, zastosowano metodę
empirycznego jej wyznaczenia i tabelarycznego
umieszczenia w programie analizy wyników. Program
Rys. 4. Przykładowe charakterystyki statyczne rzeczywistego
odbieraka wyznaczone przy pomocy stanowiska pomiarowego
(linie cieńsze przerywane) oraz zmierzone ręcznie przy pomocy
dynamometru (lnie grubsze ciągłe), gdzie Fo, Fu – siła nacisku
odbieraka odpowiednio przy zmniejszaniu i zwiększaniu się wysokości, Fśr – wartość średnia, H – wysokość uniesienia odbieraka
Kontrola zawieszenia ślizgacza
Ważnym elementem konstrukcyjnym odbieraka
dla jego poprawnej współpracy dynamicznej z siecią
jest układ zawieszenia ślizgacza. Schemat kinematyczny węzła zawieszenia ślizgacza odbieraka prądu
przedstawiono na rys. 5.
79
Rys. 5. Dynamiczna współpraca sieci z odbierakiem prądu, gdzie:
Fd – dynamiczna siła stykowa, dx – przemieszczenie ślizgacza, SL
– ślizgacz, PJ – przewód jezdny sieci trakcyjnej, SZ – sprężyny
zawieszenia ślizgacza, SP – sprężyny unoszące odbierak
Zmienna w czasie dynamiczna siła stykowa Fd,
związana z ruchem pojazdu, powoduje – dzięki ugięciu sprężyn zawieszenia – przemieszczanie się pionowe ślizgacza. Poprawnie działający układ zawieszenia
ślizgacza zapewnia ciągłość jego styku z przewodem
jezdnym oraz niweluje dynamiczne oddziaływanie
odbieraka na sieć jezdną. Uszkodzenie sprężyn zawieszenia lub zatarcie przegubów może powodować pojawianie się przerw stykowych i udary w punktach
zawieszenia sieci jezdnej. Kryterium oceny sprawności węzła zawieszenia jest wartość tzw. statycznej
elastyczności zawieszenia – ugięcie dx pod wpływem
określonej siły F, czyli wartość dx/F. Pomiar tego
parametru w eksploatacji jest kłopotliwy i często zaniedbywany.
Przeprowadzone badania symulacyjne i laboratoryjne na modelach fizycznych sieci i odbieraka wykazały, że układ sieć-odbierak, pobudzony udarowo siłą
zewnętrzną, reaguje drganiami o określonym przebiegu czasowym i charakterystycznym rozkładzie widmowym. Rozstrzygające znaczenie ma tu fakt wyraźnej różnicy między częstotliwościami drgań własnych
sieci, konstrukcji odbieraka (sprężyny SP) i układu
zawieszenia ślizgacza (sprężyny SZ). W zależności od
sprężystości elementów i sił tarcia w zawieszeniu
ślizgacza, związanych z jego aktualnym stanem technicznym, składowa częstotliwości drgań własnych
tego układu pojawia się w rozkładzie widmowym
drgań całego układu sieć-odbierak w różnym stopniu.
Przyjęto zatem, że analiza widmowa tych drgań może
być wykorzystana do celów diagnostycznych [31].
Dla eksperymentalnej weryfikacji tej tezy zbudowano
stanowisko badawcze na terenie lokomotywowni w
Gdyni – wykorzystano odcinek sieci półskompensowanej z jednym przewodem jezdnym, zawieszonej
pomiędzy dwoma słupami wsporczymi, z dodatkowym słupem w połowie przęsła, na którym zainstalowano układy: pomiarowy oraz pobudzający drgania.
Do rejestracji drgań układu odbierak-sieć wykorzystywano akcelerometr i żyroskopowy czujnik prędkości. Szkic konstrukcyjny stanowiska przedstawiono
jest na rys. 6.
Badania, mające na celu weryfikację przyjętej metody diagnostycznej, przeprowadzono na odbieraku
typu AKP4E. Badano odbierak w pełni sprawny oraz
odbierak z zablokowanym zawieszeniem ślizgacza.
Zaobserwowano wyraźne różnice w wynikach przy
odbieraku sprawnym i uszkodzonym dla obydwu stosowanych czujników – większe w przypadku czujnika
żyroskopowego. Przykładowe wyniki pomiarów prędkości drgań dla odbieraka sprawnego i uszkodzonego
pokazano na rys. 7.
80
Rys. 6. Konstrukcja eksperymentalnego terenowego stanowiska do
badania stanu zawieszenia ślizgacza
a)
b)
Rys. 7. Przebieg i rozkład widmowy sygnału prędkości drgań
ślizgacza i sieci przy: a) poprawnie funkcjonującym zawieszeniu;
b) zablokowanym mechanicznie zawieszeniu
Jako kryterium diagnostyczne można tu przyjąć
stosunek amplitudy składowej podstawowej, związanej z częstotliwością drgań własnych sieci (ok. 1 Hz)
do amplitudy składowej związanej z częstotliwością
drgań własnych układu zawieszenia ślizgacza (ok. 9
Hz), która uwidacznia się tylko przy zawieszeniu
sprawnym. Uzyskano wysoką powtarzalność wyników. Istotną zaletą metody jest brak konieczności
wprowadzania pojazdu do hali i wchodzenia personelu na dach pojazdu.
Badanie napędu powietrznego odbieraków
Diagnostyka techniczna lokomotyw obejmuje
swym zakresem także badanie napędu powietrznego
odbieraków. W dokumentach normatywnych, określających wymagania stawiane odbierakom prądu i metodykę ich badania, określa się, że ruch pionowy ślizgacza przy podnoszeniu i opuszczaniu za pomocą
napędu powietrznego powinien odbywać się płynnie,
bez zatrzymań i gwałtownych zmian prędkości, a jego
dojście do przewodu i opadanie powinno się odbywać
bez uderzeń. W celu umożliwienia wymiernej oceny
stanu napędu odbieraków zdefiniowano miary parametrów czasowych, takie jak: czas podnoszenia, czas
opuszczania oraz czas odłączenia się styku ślizgacza, i
określono dla nich odpowiednie wartości graniczne.
Podjęto więc próbę realizacji automatycznego stanowiska pomiarowego, opartego na metodzie wizyjnej,
w celu zwiększenia dokładności i skrócenia czasu
pomiaru w stosunku do stosowanych obecnie metod
ręcznego pomiaru [18]. W skład eksperymentalnego
stanowiska wchodzą: kamera, znaczniki pozycji,
komputer klasy PC wyposażony w kartę akwizycji
obrazu, karta wejść/wyjść cyfrowych oraz dedykowane oprogramowanie.
Pomiar opiera się na rejestracji ruchu odbieraka za
pomocą kamery. Lokalizacja przyjętych charakterystycznych znaczników obrazu – w przeprowadzonym
eksperymencie były to specjalnie usytuowane na stanowisku znaczniki pozycji oraz otwór konstrukcyjny
ślizgacza – i śledzenie zmian odległości między nimi,
pozwala określić czasy odłączania się ślizgacza od
przewodu jezdnego, czas opuszczania oraz czas podnoszenia (rys. 8). Dodatkową zaletą metody jest możliwość sprawdzenia, zgodnie z wymaganiami normy,
płynności ruchu odbieraka i jego łagodnego dojścia do
przewodu jezdnego lub do gumowych odbojów –
poprzez sporządzenie i analizę wykresu zmian wysokości uniesienia odbieraka w funkcji czasu. W praktyce eksploatacyjnej ocena taka jest efektem subiektywnej obserwacji ruchu odbieraka. Badania w warunkach
laboratoryjnych oraz eksploatacyjnych potwierdziły
skuteczność działania układu. Maksymalne błędy
pomiaru czasu były ponad dwukrotnie mniejsze od
dopuszczonego przez normę, a programowa analiza
parametrów ruchu odbieraka pozwalała wykryć stany
niewłaściwe jego napędu. Zastosowanie metody wizyjnej nie wymaga montażu żadnych urządzeń na
pojeździe.
Rys. 8. Przykładowy przebieg zmian wysokości odbieraka: a) przy
opadaniu; b) przy podnoszeniu, gdzie h oznacza zmianę wysokości
względem znaczników
Monitoring odbieraków prądu
Stany rozregulowania lub nawet uszkodzenia odbieraków prądu, zagrażające ich poprawnej współpracy z siecią jezdną, mogą powstać już po wyjeździe
pojazdu z lokomotywowni. Niezbędne jest zatem kontrolowanie stanu technicznego odbieraków w trakcie
przejazdu pojazdów w wybranych miejscach linii
kolejowej o dużym natężeniu ruchu. Układ monitoringu odbieraków prądu pozwala wykryć ich niesprawność w warunkach ruchowych na linii kolejowej [19].
Działanie układu opiera się na kontroli dynamicznego
oddziaływania odbieraków na sieć trakcyjną, w celu
wykrycia egzemplarzy o niewłaściwej sile nacisku. Po
przeprowadzeniu eksploatacji próbnej stanowiska w
wersji eksperymentalnej, która potwierdziła słuszność
przyjętych założeń i wybranych metod pomiaru, podjęto prace – będące aktualnie w końcowej fazie – nad
opracowaniem i wdrożeniem jego wersji użytkowej
dla PKP PLK SA.
Drugim ważnym eksploatacyjne zagadnieniem
jest kontrola stanu nakładek ślizgowych. Obecna
technika stwarza tu duże możliwości diagnostyczne
poprzez analizę obrazu 3D.
Monitoring dynamicznego oddziaływania odbieraka prądu na sieć trakcyjną
Odbierak prądu przemieszczającego się pojazdu
działa z pewną siłą na sieć jezdną. Efektem tego oddziaływania jest uniesienie przewodu jezdnego w
stosunku do jego położenia spoczynkowego. W
uproszczeniu można stwierdzić, że wartość uniesienia
przewodu jezdnego zależy od elastyczności sieci
jezdnej i siły docisku odbieraka. Siła docisku zależy
m.in. od charakterystyki statycznej i sił dynamicznych. Znając typ sieci, model odbieraka i prędkość
pojazdu, można przyjąć, że uniesienie przewodu jest
funkcją stanu technicznego odbieraka. Na podstawie
obserwacji stopnia i charakteru wypierania przewodu
jezdnego przez odbierak, możliwe jest więc określenie
jego sprawności technicznej. Przeprowadzone badania
symulacyjne, oparte na modelu matematycznym dynamicznych oddziaływań w układzie sieć-odbierak,
potwierdziły tę tezę [19]. Wynika z nich m.in., że
drgania samej sieci w małym stopniu wpływają na
wartość maksymalną uniesienia przewodu – w chwili
81
przejazdu odbieraka przez punkt pomiaru. Przyjęto ten
parametr jako miarodajne kryterium oceny odbieraka,
przy czym granice pasma wartości dopuszczalnych
zależne są także od prędkości pojazdu, ze względu na
składową aerodynamiczną siły. Badano przebiegi
uniesienia dla różnych wartości parametrów: tłumienia, sprężystości i sił tarcia w elementach konstrukcyjnych odbieraka. W przypadku zwiększenia siły
tarcia znacząco maleje wartość uniesienia przewodu.
Przy zmniejszonym tłumieniu rośnie amplituda drgań
przewodu.
Schemat funkcjonalny opracowanego eksperymentalnego terenowego stanowiska pomiarowego
przedstawiono na rys. 9.
jezdnego od prędkości i siły statycznej odbieraka.
W okresie kilku miesięcy prowadzono pomiary
dla pojazdów obsługujących normalny ruch rozkładowy. Prędkość pojazdu szacowano na podstawie
analizy przebiegu uniesienia przewodu. Rysunek 10
przedstawia typowe przebiegi uniesienia przewodu
podczas przejazdu pociągów z poprawnie wyregulowaną siłą nacisku odbieraków.
a)
b)
Rys. 9. Schemat funkcjonalny eksperymentalnego stanowiska
monitoringu odbieraków prądu
Stanowisko składa się z dwóch zespołów: układu
pomiarowo-rejestrującego oraz zespołu odbiorczoprzetwarzającego. Zespół pomiarowo-rejestrujący
umieszczono na dodatkowej konstrukcji wsporczej w
pobliżu zawieszenia sieci jezdnej. Ze względu na wysokie napięcie sieci jezdnej układ wyposażono w autonomiczne zasilanie z ogniwem fotowoltaicznym i
zestawem akumulatorów z przetwornicą, oraz w bezprzewodową transmisję danych. Wszystkie elementy
umieszczone są na wysięgniku, do którego przymocowano skrzynię z rejestratorem cyfrowym i układami
zasilającymi, antenę do bezprzewodowej transmisji
danych w standardzie WLAN oraz wspornik do mocowania przetwornika pomiarowego – laserowego
przetwornika przemieszczenia. Przetwornik mierzy
odległość do płytki refleksyjnej, zamocowanej na
przewodzie
jezdnym.
Zespół
odbiorczoprzetwarzający ma charakter mobilny – może być
umieszczony w dowolnym pomieszczeniu, zapewniającym niezakłócony odbiór danych; składa się on z
punktu dostępowego sieci WLAN oraz zestawu komputerowego do analizy i wizualizacji zebranych danych. Dla miarodajnej oceny stanu technicznego odbieraków konieczne było przeprowadzenie skalowania
układu pomiarowego. Posłużono się lokomotywą o
odpowiednio wyregulowanych odbierakach, każdy o
innej ściśle określonej wartości statycznej siły nacisku
odbieraka. Dokonano kilku przejazdów przez stanowisko z różnymi prędkościami jazdy, rejestrując przebiegi uniesienia sieci. Skalowanie pozwoliło na określenie zależności maksymalnego uniesienia przewodu
82
Rys. 10. Typowe przebiegi uniesienia przewodu przy prawidłowo
wyregulowanych odbierakach: a) pociąg z lokomotywą
jednoczłonową, b) dwa zespoły trakcyjne
Stosunkowo często rejestrowano przebiegi uniesienia przewodu wskazujące na niewłaściwie wyregulowany nacisk statyczny odbieraka – obserwowano
zarówno niewielkie wartości maksymalne uniesienia
przewodu, wskazujące na zbyt niską wartość siły nacisku, jak i nadmiernie duże uniesienie. Na rys. 11
przedstawiono przykłady rejestracji takich odbieraków w ruchu liniowym na sieci. Obydwa dotyczą tego
samego typu lokomotywy i odbieraka oraz zarejestrowane zostały przy zbliżonej prędkości jazdy.
a)
b)
Rys. 11. Przebiegi uniesienia przewodu jezdnego przy źle
wyregulowanych odbierakach lokomotyw przy prędkości ok. 80
km/h: a) zbyt mały nacisk, b) zbyt duży nacisk
Na rys. 12 przedstawiono statystyczne zestawienie
wyników dla zarejestrowanych ok. 300 odbieraków –
wszystkie były odbierakami czteroramiennymi typu
AKP4E lub 5ZL o normatywnej sile nacisku statycznego równej 90 N. Zaledwie 56% odbieraków mieściło się w paśmie odchyleń siły ±10 N, zaś dla 7% odbieraków błąd nastawy siły nacisku przekroczył 20 N.
Odbieraki te kwalifikowały się do naprawy lub regulacji. Można zatem stwierdzić, że eksploatacja stanowiska tego typu może w istotny sposób zmniejszyć
liczbę uszkodzeń sieci i odbieraków, spowodowanych
ich niewłaściwą regulacją.
Rys. 13. Stanowisko monitoringu – wersja eksploatacyjna
Rys. 12. Zbiorcze zestawienie wyników monitoringu
Obecnie na ukończeniu są prace przy wdrożeniu
wersji użytkowej stanowiska. Ponieważ stanowisko
umieszczono bezpośrednio na istniejącej bramkowej
konstrukcji wsporczej sieci, a zatem na potencjale
ziemi, laserowy czujnik przemieszczeń umieszczono
ok. 2,5 m nad przewodem dla zapewnienia bezpiecznej odległości izolacyjnej, stąd charakteryzuje się on
znacznie większym zakresem pomiarowym. Ponadto
układ wyposażono w laserowy miernik prędkości i
odległości pojazdu oraz kamerę, pozwalającą dokonać
jednoznacznej identyfikacji pojazdu i odbieraka.
Układ pomiarowy na konstrukcji wsporczej jest zasilany z zespołu akumulatorów, ładowanych poprzez
ogniwa fotowoltaiczne oraz turbinę wiatrową. Wygląd
pomiarowej części stanowiska na konstrukcji bramkowej sieci przedstawiono na rys. 13.
Monitoring stanu nakładek ślizgowych odbieraków prądu
Eksploatowane do niedawna w Polsce nakładki
pantografów kolejowych były wykonywane w postaci
równoległych płaskich styków miedzianych. Wadą
nakładek miedzianych jest ich stosunkowo duże zużycie ścierne. Nawet w przypadku stosowania smaru
zużywają się także przewody jezdne. Na początku
2011 r. przeprowadzono kompleksową zmianę typu
nakładek stykowych, stosowanych przez operatorów
korzystających z infrastruktury PLK, z miedzianych
na węglowe. Bardzo dobre właściwości smarne i elektryczne nakładek węglowych powinny zmniejszyć
zużycie nakładek i sieci jezdnej [27].
Jednakże nakładki węglowe mają mniejszą wytrzymałość mechaniczną – występują pęknięcia, a
nawet odrywanie się części nakładki od podłoża. Także zużycie nakładek jest intensywniejsze w okresie
zimowym. Zaobserwowano również zmianę poziomu
chropowatości i zarysowań wzdłużnych pod wpływem
iskrzeń i łuku. Ma to istotne znaczenie w systemie
zasilania trakcyjnego napięciem stałym, gdzie występują duże wartości prądów. Wraz z wprowadzeniem
nakładek węglowych istnieje potrzeba opracowania
nowych metod diagnostyki tego istotnego elementu
toru zasilania pojazdu. Celem diagnostyki jest wykrycie uszkodzonych i nadmiernie zużytych nakładek
zestyków ślizgowych.
Obecnie trwają prace nad wykorzystaniem do tego
celu analizy obrazu 3D, ukierunkowanej na ocenę
stanu technicznego nakładki ślizgowej, w szczególności jej grubości, a także na wykorzystanie składowej
intensywności i/lub stopnia rozproszenia bądź pochłaniania światła o określonej długości fali do oceny
stanu jej powierzchni. Proponowane rozwiązanie
opiera się o wykorzystanie nowych metod pomiarowych z obrazowaniem trójwymiarowym, które jak
dotąd nie było stosowane do diagnostyki technicznej,
zwłaszcza obiektów będących w ruchu i pracujących
w trudnych warunkach środowiskowych. Istnieją
pewne opracowania dotyczące inspekcji stanu torowiska (podkładów, mocowań, zużycia szyn itp.). W tych
systemach możliwa jest akwizycja obrazu trójwymiarowego w odstępach milimetrowych dla prędkości
jazdy rzędu 50 km/h [38]. Rozważany w realizowanym projekcie*) problem związany z analizą obrazu
3D poruszającego się obiektu jest zagadnieniem nowym. Koncepcję stanowiska pomiarowego przedstawiono na rys. 14.
83
Oprócz analizy teoretycznej i badań laboratoryjnych, zamierza się przeprowadzić testy diagnostyczne
nakładek pojazdów poruszających się na linii kolejowej. Pozyskane dane pozwolą na określenie kryteriów
oceny stanu technicznego nakładek ślizgowych odbieraków oraz możliwe będzie przeprowadzenie analizy
porównawczej wyników uzyskanych na tych samych
odbierakach prądu. Aktualnie prowadzone wstępne
prace dotyczą projektu stanowiska badawczego oraz
obsługi interfejsu kamery 3D. Istotne jest pozyskiwanie z kamery dużej liczby danych pomiarowych i ich
transmisji oraz rejestracji. Przetwarzanie danych odbywać się będzie na stanowisku wyposażonym w
komputer o stosunkowo dużej mocy obliczeniowej.
Wyniki badań będą publikowane na następnych konferencjach.
Wnioski końcowe
Przedstawione w artykule wyniki eksperymentalnych prac badawczych i rozwiązań wdrożonych w
PKP pozwalają na stwierdzenie, że nowoczesne, w
pełni automatyczne i skomputeryzowane systemy
diagnostyki sieci i odbieraków prądu są bardzo użyteczne w praktyce eksploatacyjnej. Główną ich zaletą
jest to, że umożliwiają kontrolę stanu technicznego
urządzeń ze znacznie większą częstotliwością i dokładnością przy mniejszym koszcie w stosunku do
metod tradycyjnych. Zwiększa to prawdopodobieństwo wykrycia uszkodzenia lub znacznego rozregulowania układu, zanim spowoduje ono poważniejsze
następstwa.
Analizując kolejne wyniki badań konkretnej lokomotywy, możemy często zaobserwować postępujące zmiany parametrów odbieraków prądu. Badanie
odbieraków prądu w warunkach lokomotywowni
obecnie przeprowadza się w praktyce co ok. 25 dni.
Zastosowanie terenowego stanowiska do diagnostyki
technicznej odbieraków prądu umożliwia przeprowadzenie badań przed każdym wyjazdem lokomotywy, a
zatem znacznie częstsze niż dotychczas sprawdzanie
nacisków i charakterystyki pantografu.
Awarie powstałe z powodu niewłaściwego utrzymania sieci mogą mieć poważne skutki techniczne,
ruchowe, osobowe i finansowe. Wady techniczne sieci
są wykrywane przez system DST. Podczas wieloletniej eksploatacji pozwoliły one wykryć szereg przypadków niewłaściwej regulacji sieci [13].
Przeprowadzone badania doświadczalnego stanowiska monitoringu odbieraków wykazały, że przypadki niewłaściwej regulacji odbieraków prądu nadal
często występują w ruchu kolejowym. Opracowane
stanowisko umożliwia wykrycie pojazdu z niesprawnym odbierakiem prądu, również w sytuacji, gdy
uszkodzenie nastąpiło już po wyjeździe z lokomotywowni. Wdrożenie systemu monitoringu, które jest
obecnie w trakcie realizacji, umożliwi zwiększenie
poziomu bezpieczeństwa w ruchu kolejowym i – po
84
średnio – obniżenie kosztów eksploatacji taboru i sieci
trakcyjnej. W wersji użytkowej zostało ono doposażone w system wykrywania, identyfikacji i pomiaru
prędkości pojazdu, co pozwoli na całkowicie automatyczną i niemal bezobsługową pracę stanowiska w
trybie ciągłym.
Podjęte badania nad monitoringiem stanu nakładek ślizgowych stwarzają szansę opracowania nowoczesnego układu wykrywania uszkodzeń w tym zakresie, które – jak pokazuje praktyka eksploatacyjna –
zdarzają się stosunkowo często podczas ruchu pojazdu.
*) Projekt został sfinansowany ze środków Narodowego Centrum Nauki
Bibliografia
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
Allotta B., Pugi L., Fabio B.: Design and Experimental Results of an Active Suspension System for a High-Speed Pantograph. IEEE/ASME
Transactions On Mechatronics, Vol. 13, No. 5,
October 2008.
Balestrino A., Bruno O., Landi A., Sani L: Active controls and non-invasive monitoring for
high speed trains. IFAC 2005.
Balestrino A., Bruno O., Landi A., Sani L: Innovative Solutions for Overhead CatenaryPantograph System: Wire Actuated Control and
Observed Contact Force. Vehicle System Dynamics, 33 (2000), pp. 69–89.
Blug A., Baulig C., Wolfelschneider H., Hofler
H.: Fast Fiber Coupled Clearance Profile
Scanner using Real Time 3D Data Processing
with Automatic Rail Detection. 2004 IEEE Intelligent Vehicles Symposium, University of
Parma, Parma, Italy June 14-17,2004.
Borromeo S., Aparicio J. L., Martinez P.M.:
MEDES: contact wire wear measuring system
used by the Spanish National Railway (RENFE). Proc. Instn Mech. Engrs Vol. 217 Part F:
J. Rail and Rapid Transit 2003.
Borsiak J. i inni: Stanowisko do badań pantografów przeznaczone do eksploatacji w procesie
produkcji oraz utrzymania taboru kolejowego i
tramwajowego – założenia. TTS 1-2/2011
Bucca G., Collina A.: A procedure for the wear
prediction of collector strip and contact wire in
pantograph–catenary system. Wear 266 (2009)
Chugui Yu. V., Verkhogliad A. G., Bazin V. S.,
Kalichkin S. V., Kalikin V. E., Makarov S. N.,.
Vykhristyuk I. A: Optical remote dimensional
inspection of live contact wire in train’s electrosupply network. Measurement Science Review,
Volume 8, Section 3, No. 2, 2008
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
[15]
[16]
[17]
[18]
[19]
[20]
[21]
[22]
[23]
[24]
[25]
Collina A., Facchinetti A., Fossati F., Resta F.: An
Application of Active Control to the Collector of an
High-Speed Pantograph: Simulation and Laboratory
Tests. Proceedings of the 44th IEEE Conference on
Decision and Control, and the European Control
Conference 2005 Seville, Spain, December 12-15,
Cumpstey D. E., Taylor P. J., Mansell P., John I.:
Condition Indicator System for Wearable Elements,
European Patent EP0269307, June 1, 1988.
Diana G., Fossati F., Resta F.: High Speed Railway:
Collecting Pantographs Active Control and
Overhead Lines Diagnostic Solutions. Vehicle
System Dynamics, 30 (1998), pp. 69-84
Ferguson, I. C.: Improvements in or Relating to
Current Collectors for Use with Overhead Power
Cables, UK Patent GB1374972, Nov. 20, 1974.
Giętkowski Z., Karwowski K., Mizan M.:
Diagnostyka sieci trakcyjnej. Gdańsk : Wydaw. PG,
2009 / Biblioteka Cyfrowa Politechniki Gdańskiej,
ISBN 978-83-7348-294-4.
Hamey L. G. C., Watkins T., Yen S. W. T.: Pancam:
In-Service Inspection of Locomotive Pantographs.
Digital Image Computing Techniques and
Applications, 9th Biennial Conference of the
Australian Pattern Recognition Society on, 2007.
http://www.micronova.it
http://www.selectravision.com
Jovanovic S.: Modern railway infrastructure asset
management. Proceedings of the 24th Southerm
African Transport Conference 2005.
Judek S., Sawczuk M., Więckiewicz D.: Wizyjny
system pomiaru wybranych parametrów odbieraków
prądu. Technika Transportu Szynowego - nr 3/2010,
s. 61-64, ISSN 1232-3829.
Karwowski K., Mizan M.: Technical diagnostics and
monitoring of traction current collectors. Modern
Electric Traction: Power Supply / Eds. K.
Karwowski, A. Szeląg. Gdańsk University of
Technology, 2009, s. 151-167, ISBN 83-911669-7-X.
Karwowski K., Mizan M.: Monitoring parametrów
technicznych odbieraków prądu w warunkach
ruchowych na linii kolejowej. Pomiary Automatyka
Kontrola - Vol. 55, nr 12 (2009), s. 1012-1016, ISSN
0032-4110.
Kießling F., Puschmann R., Schmieder A.: Contact
lines for electric railways. Siemens, Publicis, Munich
2001, ISBN 3-89578-152-5.
Kim J. -W., Chae H. -C., Park B. -S., Lee S. -Y., Han
C. -S., Jang J. -H.: State sensitivity analysis of the
pantograph system for a high-speed rail vehicle
considering span length and static uplift force.
Journal of Sound and Vibration 303 (2007) 405–427
Kin E. C. W.: Pioneer Design in Automatic
Pantograph Wear Monitoring, Engineering Integrity,
19, 2006, pp. 12- 17.
Landi_A., Menconi L., Sani L.: Hough transform and
thermo-vision for monitoring pantograph–catenary
system. Proc. IMechE Vol. 220 Part F: J. Rail and
Rapid Transit41/2006.
Lin Y. C., Lin C. L., Yang C. C.: Robust Active
Vibration Control for Rail Vehicle Pantograph.
IEEE Transactions On Vehicular Technology, Vol.
56, No. 4, July 2007
[26] Luna Vaì zquez C. A., Mazo Quintas M., Marroì n
Romera M.: Non-contact sensor for monitoring
catenary
pantograph
interaction.
Industrial
Electronics (ISIE), 2010 IEEE International
Symposium
[27] Majewski W., Rojek A.: Badanie nakładek
węglowych pantografów AKP4E i 5ZL na sieci PKP.
7
Międzynarodowa
Konferencja
Naukowa
Nowoczesna Trakcja Elektryczna w Zintegrowanej
Europie XXI wieku MET`2005 Warszawa.
[28] Moretti M., Triglia M., Maffe G.: ARCHIMEDE The First European Diagnostic Train for Global
Monitoring of Railway Infrastructure. University of
Parma, Italy June 14-17, 2004.
[29] Östlund S., Gustafsson A., Buhrkall L., Skoglund M.:
Condition monitoring of pantograph contact strip.
Railway Condition Monitoring, 2008 4th IET
International Conference
[30] Pazdro P., Karwowski K., Leman S., Mizan M.,
Reducha W.: Terenowe stanowisko pomiarowe do
diagnostyki technicznej odbieraków prądu. Technika
Transportu Szynowego - nr 3/2008, s. 44-49, ISSN
1232-3829.
[31] Pazdro P., Mizan M., Skibicki J.: Diagnostyka
techniczna zawieszenia ślizgacza trakcyjnego
odbieraka prądu. Pomiary Automatyka Kontrola Vol. 53, nr 4 (2007), s. 56-59, ISSN 0032-4110.
[32] Resta F., Collina A., Fossati F.: Actively controlled
pantograph: an application. 2001 IEEE/ASME
International Conference on Advanced Intelligent
Mechatronics Proceedings, 8-12 July 2001, Como,
Italy
[33] Richter U., Schneider R.: Automatische optische
Inspektion von Oberleitungen. Elektrische Bahnen
Nr. 1-2, 2001.
[34] Shing A., Pascoschi G.: Contact Wire Wear
Measurement and Data Management. IET
International Conference on Railway Condition
Monitoring. The Institution of Engineering and
Technology International Conference on Volume,
Issue 29-30 Nov. 2006.
[35] Wenrui Jin, Xingqun Zhan, Benhe Jiang: Noncontact Rail-wear Inspecting System Based on Image
Understanding. Proceedings of the 2007 IEEE,
International Conference on Mechatronics and
Automation, August 5 - 8, 2007, Harbin, China
[36] Wu T. X., Brennan M. J.: Active vibration control of
a railway pantograph. Proc Instn Mech Engrs Vol
211 Part F F01097 © IMechE 1997.
[38] Zimmert G.: Dynamisches Verhalten der Oberleitung
für 350 km/h auf der neuen Strecke Wuhan –
Guangzhou. EB 108 (2010) Heft 4
[38] Zaskakujące możliwości nowoczesnych systemów
wizyjnych. Control Engineering Polska. Nr 10 (43).
Rok V, 2007.
85
Mikołaj Bartłomiejczyk
Sp. z o.o. w Gdyni
Katedra Inżynierii Elektrycznej Transportu
Marcin Połom
Sp. z o.o. w Gdyni
Uniwersytet Gdański
Instytut Geografii
Wydział Oceanografii i Geografii
Możliwości ograniczenia zużycia energii w transporcie miejskim na
przykładzie gdyńskiej komunikacji trolejbusowej
W artykule przedstawiono analizę możliwości zwiększenia efektywności hamowania
odzyskowego na przykładzie gdyńskiej sieci trolejbusowej. Przedmiotem są dwa
sposoby osiągnięcia tego celu: instalacja zasobników superkondensatorowych na
podstacjach trakcyjnych oraz wprowadzenie do eksploatacji dwustronnego zasilania
sieci trakcyjnej. Pierwszy zasobnik superkondensatorowy został zainstalowany w
Gdyni w kwietni 2011 roku natomiast wprowadzenie dwustronnego zasilania jest
planowane w przyszłości.
1. Wstęp
Sp. z o.o. w Gdyni prowadzi obecnie wymianę parku
taborowego na szeroko zakrojoną skalę. Na miejsce
dotychczasowych trolejbusów, wyposażonych w
stycznikowo – rezystorową regulację prędkości,
wprowadzane do eksploatacji są nowoczesne pojazdy
z energoelektroniczną regulacją prędkości, wyposażone w możliwość hamowania odzyskowego do sieci
trakcyjnej. Z jednej strony powoduje to spadek zużycia energii będący rezultatem wzrostu sprawności
układów napędowych, z drugiej zaś strony widoczny
jest wzrost ilości energii zwracanej do sieci, skutkiem
czego spada efektywność wykorzystania hamowania
odzyskowego. Uzasadnione staje się więc podjęcie
kroków mających na celu zwiększenie efektywności
wykorzystania energii rekuperacji.
2. Zastosowanie podstacyjnych superkondensatorowych zasobników
W 2009 roku Przedsiębiorstwo Komunikacji
Trolejbusowej Sp. z o.o. (PKT) w Gdyni nawiązało
współpracę z Zakładem Trakcji Instytutu Elektrotechniki w Warszawie (IEL) celem wprowadzenia do testowej eksploatacji w Gdyni zasobnika superkondensatorowego umieszczonego na jednej z gdyńskich
podstacji trakcyjnych. IEL zdecydował się na wykonanie dwóch bliźniaczych zasobników:
86
−
jednego dla Tramwajów Elbląskich, z przeznaczeniem instalacji na pętli tramwajowej.
Zadaniem tego zasobnika miała być redukcja
spadków napięcia w sieci trakcyjnej,
− drugiego dla PKT Gdynia, z przeznaczeniem
instalacji na podstacji trakcyjnej. W odróżnieniu od wykonania elbląskiego, gdyński zasobnik miał na celu ograniczenie zużycia energii
poprzez akumulację niewykorzystanej energii
hamowania odzyskowego.
Celem minimalizacji kosztów IEL zdecydował się na
unifikację obydwu rozwiązań Pierwszy z zasobników
– wykonany dla Tramwajów Elbląskich – został zainstalowany w październiku 2010 roku. Gdyński zasobnik zamontowano w kwietniu 2011.
Jako miejsce lokalizacji gdyńskiego zasobnika
wybrano trolejbusową podstację trakcyjną Północna.
Jest to dwuzespołowa podstacja trakcyjna, która była
poddana całkowitej modernizacji w sierpniu 2010
roku. Wyposażona jest ona w dwa zespoły prostownikowe o mocy transformatorów 1200 kVA każdy i
zasila 6 zasilaczy. Obecnie jest to największa podstacja trakcyjna w gdyńskiej sieci trolejbusowej. Zasobnik ten został umieszczony w miejscu przeznaczonym
na ewentualną instalację trzeciego zespołu prostownikowego (rys. 1 a, b).
a)
b)
Rys. 1. Zasobnik superkondensatorowy zainstalowany w trolejbusowej podstacji trakcyjnej Północna w Gdyni.
Zasobnik składa się z następujących zasadniczych elementów (rys. 2):
− modułu wejściowego, zawierającego zabezpieczenia oraz filtr wejściowy (F1, XO, CF1),
− przekształtnika DC / DC podwyższająco – obniżającego napięcie (T0, T1, T2, D0, CF2, X1) o mocy 150 kW,
− czterech modułów superkondensatorowych LS MTron 201,6 V 41 F (SC1),
− rezystora rozładowczego superkondensatorów R2,
− układu sterowania.
a)
Rys. 2. Uproszczony schemat ideowy zasobnika
Pojemność energetyczna obecnie zainstalowanych modułów superkondensatorowych wynosi 0,7
kWh. Modułowa konstrukcja zasobnika umożliwia
jednak jego rozbudowę o drugi pakiet superkondensatorów (oznaczono to linią przerywaną na rys. 2) do
całkowitej pojemności 1,5 kWh. W przypadku konieczności jeszcze większego zwiększenia pojemności, możliwa jest równoległa praca kilku układów zasobnikowych. Na rys. 3 a, b przedstawiono fotografie
wnętrza zasobnika, linią przerywaną oznaczono elementy przewidziane do wykonania w przypadku instalacji drugiego pakietu modułów superkondensatorowych.
b)
3. Dwustronne zasilanie sieci trakcyjnej
Alternatywnym sposobem zwiększenia efektywności hamowania odzyskowego w komunikacji
miejskiej jest wprowadzenie dwustronnego zasilania
sieci trakcyjnej. Przykładowa analiza takiego rozwiązania zostanie przeprowadzona dla planowanego
połączenia dwóch gdyńskich trolejbusowych podstacji
trakcyjnych:
Rys. 3. Zasobnik superkondensatorowy zainstalowany w trolejbusowej podstacji trakcyjnej Północna w Gdyni; a – schemat rozmieszczenia aparatury, b – widok aparatury (1 – moduły superkondensatorowe, 2 – przekształtnik DC/DC wraz z układem sterowania, 3 – moduł zabezpieczeń i filtru wejściowego, 4 – moduły
superkondensatorowe przewidziane do instalacji w przyszłości).
87
− podstacji Wielkopolska, wyposażonej w jeden
zespół prostownikowy o mocy 800 kVA i
zasilającej jeden zasilacz,
− podstacji Chwaszczyńska, wyposażonej we
dwa zespoły prostownikowe o mocy 1200
kVA każdy i zasilającej 5 zasilaczy.
Obydwie podstacje znajdują się w górzystej części
Gdyni (rys. 4).
elektrycznej na kwotę 117 tys. zł. Przy założeniu
dziesięcioletniej żywotności zasobników, można
stwierdzić, iż inwestycja ta będzie uzasadniona
ekonomicznie przy maksymalnej cenie zasobnika
około 585 tys. zł. Oszczędności wynikające z wprowadzenia dwustronnego zasilania sieci trakcyjnej są
znacznie mniejsze od oszczędności uzyskanych w
wyniku instalacji zasobników superkondensatorowych, jednak nakłady finansowe związane z uruchomieniem dwustronnego zasilania sieci trakcyjnej (wariant nr 3) są także znacznie mniejsze.
4. Podsumowanie
Przedstawione powyżej rozwiązania wskazują na
szeroki wachlarz możliwości ograniczenia zużycia
energii trakcyjnej poprzez zwiększenie efektywności
wykorzystania hamowania odzyskowego. Będzie to z
pewnością priorytet w działaniach PKT Gdynia w
najbliższej przyszłości.
Rys. 4. Schemat proponowanego układu dwustronnego zasilania,
(Ł) - połączenie pomiędzy odcinkami zasilania Źródło Marii i
Wajdeloty
Rozważone zostaną dwa sposoby osiągnięcia tego
celu, a mianowicie:
1) instalacja superkondensatorowych zasobników
energii na obydwu podstacjach, celem gromadzenia energii powstającej podczas rekuperacji,
2) wprowadzenie do eksploatacji dwustronnego
zasilania odcinków Wajdeloty i Źródło Marii
poprzez ich połączenie, co umożliwi przepływ
energii rekuperacji (rys. 2).
W oparciu o opracowaną metodę Monte Carlo
modelowania układu zasilania komunikacji trolejbusowej, przeprowadzono porównanie wariantów
zwiększenia stopnia wykorzystania rekuperacji w
obszarze zasilania podstacji Chwaszczyńska i Wielkopolska. Symulację przeprowadzono na bazie obecnych
rozkładów jazdy trolejbusów, a więc założono, że na
analizowanym obszarze czynne jest pięć linii o
numerach: 23, 24, 27, 29 i 31. Do obliczeń przyjęto
również założenie, iż wszystkie linie trolejbusowe
będą obsługiwane trolejbusami Solaris Trollino 12,
wyposażonymi w układ napędowy z silnikiem
asynchronicznym o mocy 175 kW i posiadającymi
możliwość techniczną hamowania odzyskowego do
sieci trakcyjnej. Profil prędkości oparto o aktualne
rozkłady jazdy oraz drogowe ograniczenia prędkości.
Z obliczeń wynika, że w przypadku wariantu
podstawowego układu zasilania, czyli zasilania przedmiotowego obszaru z dwóch odseparowanych galwanicznie podstacji, całkowite roczne zużycie energii
elektrycznej wyniesie około 2,4 GWh, co odpowiada
kosztom energii elektrycznej około 450 tys. zł. Wprowadzenie dwustronnego zasilania przyniesie roczną
oszczędność około 32 tys. zł. Natomiast instalacja
zasobników spowoduje zmniejszenie zużycia energii
88
Literatura
[1] SZELĄG A.: Analiza obciążeń układu zaislania trakcji
elektrycznej systemu prądustałego metodą symulacji
komputerowej, rozprawa doktorska. Warszawa 1989,
[2] SZELĄG A.: Zagadnienia analizy i projektowania
systemu
trakcji
elektrycznej
prądu
stałego
zastosowaniem technik modelowania i symulacji.
Warszawa 2002, Politechnika Warszwska
[3] DRĄŻEK Z.: Symulacyjna metoda analizy systemów
zasilania elektrycznej trakcji miejskiej prądu stałego,
rozprawa doktorska. Warszawa 1998, Politechnika
Warszawska
[4] GOŁASZEWSKI T.: Obliczenia obciążeń układu
zasilania sieci tramwajowej przy wykorzystaniu metody
Monte Carlo, praca dyplomowa. Warszawa 2000,
[5] Probabilistic load flow in AC electrified railways. T.K.
Ho, IEE Proc – Electr. Power Appl, vol 152, No 4, July
2005
[6] HOFMANN G.: Bemessung und Betriensfuhrung von
Energieversorgungsanlagen elektrischer
Bahnen bei
Verwendung eines stochastischen Simulationsmodells
der elektrischen Bahnbelastung fur den ungestorten
Betriebsfall, praca habilitacyjna. VfV, Drezno 1986
[7] KROCZAK M.: Symulacja zelektryfikowanej linii
kolejowej o złozonej strukturze zasilającej, rozprawa
doktorska. Warszawa 2008, Politechnika Warszawska
[8]
BARTŁOMIEJCZYK
M.:
Výpočet
napájení
trolejbusových systémů metodou Monte Carlo, XLII.
Sešit Katedry Elektrotechniky, VŠB Ostrava, Ostrava
2010
[9] BARTŁOMIEJCZYK M., GIĘTKOWSKI Z. ,.
Сравнивательный анализ токов нагрузки в
троллейбусной
тяге,
Современный
научный
вестник, Belgrad 2008
[ 1 0 ] BARTŁOMIEJCZYK M.: Analýza efektivnosti
rekuperace trolejbusové dopravy metodou Monte Carlo,
XLIII. Sešit Katedry Elektrotechniky, VŠB Ostrava,
Ostrava 2010
Andrzej Białoń
Paweł Gradowski
Marta Gryglas
Instytut Kolejnictwa
Problematyka kształcenia kadr z wykorzystaniem symulatora
systemu ERTMS do energooszczędnego prowadzenia pociągu
W życiu codziennym ważną rolę odgrywają symulatory. Rozwiązania takie znalazły zastosowanie w kolejnictwie. W artykule zaprezentowano możliwości, jakie
dla kolei daje zastosowanie symulatora ETCS.
1. Wstęp
Dyrektywa Parlamentu Europejskiego i Rady
2008/57/WE z dnia 17 czerwca 2008 r. w sprawie interoperacyjności systemu kolei we Wspólnocie wskazuje, że działalność komercyjna kolei na całej sieci
kolejowej wymaga pełnej kompatybilności infrastruktury i pojazdów, a także skutecznego wzajemnego połączenia systemów informowania i komunikowania
różnych zarządców infrastruktury i przedsiębiorstw
kolejowych. Od zgodności i wzajemnego połączenia
uzależnione są: stopień wydajności, poziom bezpieczeństwa, jakość usług oraz koszty, podobnie jak interoperacyjność systemu kolei. Parametry takie zapewniają przyjęte do wdrożenia w życie Techniczne Specyfikacje Interoperacyjności (TSI). Zatwierdzone TSI
Decyzją Komisji z dnia 22 lipca 2009 r. zmieniającą
decyzję 2006/679/WE w odniesieniu do wdrażania
technicznej specyfikacji dla interoperacyjności odnoszącej się do podsystemu sterowania ruchem kolejowym transeuropejskiego systemu kolei konwencjonalnych wprowadza wymóg, aby nowe lokomotywy,
nowe wagony i inne nowe samobieżne pojazdy kolejowe posiadające kabinę kierowcy, zamówione po
dniu 1.01.2012 r. lub wprowadzone do eksploatacji po
dniu 1.01.2015 r., były wyposażone w ERTMS. Od
postanowień tych możliwe są odstępstwa, ale czy zastosowanie ich będzie korzystne, zależy to tylko i wyłącznie od zamawiającego.
Kolejną konsekwencją akceptacji stosowania TSI
jest przyjęcie Dyrektywy 2007/59/WE Parlamentu Europejskiego i Rady z dnia 23 października 2007 r. w
sprawie przyznawania uprawnień maszynistom prowadzącym lokomotywy i pociągi w obrębie systemu
kolejowego Wspólnoty.
Przedstawione powyżej wymagania dotyczące konieczności zabudowy na pojazdach nowych rozwiązań
technicznych dotyczących urządzeń sterowania czy
też wymóg posiadania przez maszynistów odpowiednich uprawnień, wymusza stosowanie na kolei nowych rozwiązań informatycznych, które przenoszą realne sytuacje z życia do wirtualnych symulacji.
Słowo symulacja w słowniku języka polskiego
oznacza, że: jest to przybliżone odtwarzanie zjawiska
lub zachowania danego obiektu za pomocą jego
modelu. Szczególnym rodzajem modelu jest model
matematyczny, często zapisany w postaci programu
komputerowego, jednak czasem niezbędne jest wykorzystanie modelu fizycznego w zmniejszonej skali np.
do badań aerodynamicznych. Symulacja znajduje
szerokie zastosowanie w każdej dziedzinie nauki i
techniki.
2. Rozwiązania techniczne i sposób eksploatacji w
energooszczędności prowadzenia pociągu
Wielkość zużycia energii elektrycznej w transporcie kolejowym jest funkcją wielu zmiennych i zdeterminowana jest jakością stosowanych rozwiązań technicznych i organizacyjnych, które przekładają się na
określone koszty inwestycyjne (konstrukcja taboru) i
eksploatacyjne.
Problem racjonalizacji zużycia energii w zelektryfikowanym transporcie kolejowym ma charakter wielowymiarowy i obejmuje nie tylko czynniki kształtujące poziom zużycia energii na cele trakcyjne, lecz
także dobór środków technicznych zapewniających
efektywne, energooszczędne konstrukcje pojazdów z
uwzględnieniem uzasadnionych finansowo wielkości
nakładów inwestycyjnych i kosztów eksploatacyjnych, taboru, organizacji ruchu i przewozów.
Racjonalizacja zużycia energii nie zawsze jest tożsama, choć jest to niejednokrotnie tak pojmowane, z
minimalizacją zużycia energii, gdyż istnieje szereg
uwarunkowań uzasadnionych ofertą przewozową i ‘a
priori’ zakładających wzrost zużycia energii. Dotyczy
to szczególnie wzrostu prędkości jazdy i podwyższenia komfortu podróży w kwalifikowanych przewozach
pasażerskich, a także zmniejszenia mas brutto i podwyższenia prędkości w wybranych kategoriach przewozów towarowych.
Działania mające na celu racjonalizację zużycia energii
w zelektryfikowanym transporcie kolejowym
89
zawierają się w obszarze problemów obejmujących
działania doraźne i perspektywiczne natury organizacyjnej, finansowej i z uwzględnieniem zewnętrznych
uwarunkowań ekonomiczno-gospodarczych.
Należy wyróżnić zapisy TSI, które wskazują obszary podlegające analizie racjonalizacji zużycia energii obejmujące:
analizę eksploatacji linii dla celów
bieżącej lub doraźnej oceny wskaźników energochłonności,
analizę przedsięwzięć modernizacyjnych i inwestycyjnych z uwzględnieniem aspektu racjonalizacji zużycia
energii.
Działania te można podzielić na zakresy:
organizacji i prowadzenia ruchu,
wdrażania nowych rozwiązań technicznych.
W rozważaniach na temat energii i jej zużycia stosuje się najczęściej wskaźnik jednostkowego zużycia
energii, liczonego w watogodzinach potrzebnych na
przewiezienie określonej masy pojazdu na zadanej
trasie (Wh/btkm) lub pasażerów (Wh/tyspaskm). Wartość jednostkowego zużycia energii umożliwia porównanie podobnych pojazdów z punktu widzenia
energetycznego, służy do analizy czynników wpływających na wielkość jego zużycia, czy do obliczeń
układu zasilania.
Czynniki wpływające na zużycie energii przez pojazdy trakcyjne to technika konstrukcji pojazdu (rodzaj materiału wykorzystanego w produkcji wpływający na masę pojazdu, aerodynamika, rodzaj stosowanego napędu) i wyposażenia infrastruktury (smarowanie obrzeży kół i szyn na łukach, odpowiednie profilowanie tras) oraz poziomu napięcia w sieci trakcyjnej) czy technologii ruchu (rozkład jazdy, ograniczenia i zakłócenia ruchu, dobór pojazdu trakcyjnego,
profil trasy oraz warunki klimatyczne).
Zestawiając różne konfiguracje wymienionych
powyżej czynników możemy analizować możliwości
optymalizacji zużycia energii przenosząc te zagadnienia do programów szkoleniowych i symulatorów jazdy energooszczędnej.
Jednym z takich symulatorów wykorzystywanym
do nauki energooszczędnego prowadzenia pociągu
może zostać symulator systemu ERTMS.
określonego systemu. Może być również skutecznym
elementem dla początkujących użytkowników, ponieważ umożliwia zrozumienie pracy systemu. Pierwszy symulator dla systemu ETCS został dostarczony w
ramach projektu ETCS A200. Jednym z pierwszych
celów, było wykorzystanie go, jako narzędzia marketingowego, promującego ETCS wśród kolei europejskich. Przemysł wykorzystuje symulatory na stanowiskach wystawowych (salonach) albo w ramach organizowanych wystaw bądź targów. Jednym z typowych
miejsc dla branży kolejowej są np. targi Innotrans,
gdzie takie systemy są powszechnie obecne. Są to
elementy przyciągające ludzi z branży do odwiedzenia
konkretnego stoiska i zainteresowania się prezentowanymi rozwiązaniami.
3.2. Zastosowanie do badań i analiz
Narzędzia symulacyjne mogą skutecznie wspierać
analizowanie rozważanych zagadnień z punktu widzenia pociągu – głównie maszynisty – jak również z
punktu widzenia strony przytorowej. Symulatory operacyjne wykorzystuje się do badań wpływu czynników ludzkich i nowych funkcji na zachowania maszynistów. Przykładem mogą być krzywe nadzoru, które
jako nowy algorytm dla ETCS zostały przetestowane
na symulatorze z pomocą maszynistów. Kolejny przykład to nowy tryb Limited Supervision (ograniczony
nadzór), który jest już prezentowany maszynistom,
mimo, że produkt nie został jeszcze wprowadzony do
eksploatacji. Symulatory ruchu urządzeń przytorowych w dalszym ciągu mogą być wykorzystywane do
przeprowadzania analiz nad istniejącymi albo przyszłymi konfiguracjami dotyczącymi szlaków. Analizy
te obejmują przepustowość linii, wykrywanie/rozwiązywanie konfliktów, ulepszanie parametrów pociągu i zarządzanie ruchem.
3.3. Testy i weryfikacja systemu
Produkty ETCS są używane do przeprowadzania
badań elementów, w celu weryfikacji i walidacji określonych produktów. Dodatkowo, laboratoria tworzą
własne narzędzia, do przeprowadzania procesu walidacji autonomicznymi trybami produktów, które zostały dostarczone przez przemysł.
3. Narzędzia symulacyjne ETCS
Popularnie stosowane w przemyśle kolejowym narzędzia symulacyjne, mogą służyć rozmaitym celom
w przeróżnych obszarach, tj.: marketingu i demonstracji, zastosowaniach przy prowadzeniu badań i analiz, testowaniu systemu oraz szkoleniu maszynistów i
obsługujących urządzenia sterowania ruchem.
3.1. Marketing i demonstracja
Rys. 1. Testy robocze EVC
Symulacja to metoda, umożliwiająca w prosty i
zrozumiały sposób zademonstrowanie cech i korzyści
90
W Europie pierwsze z trzech niezależnych laboratoriów, które powołano to CEDEX ma siedzibę w
Madrycie. Celem tych laboratoriów jest przetestowanie jednostki pokładowej (OBU), centrum
sterowania radiowego (RBC) oraz przeprowadzenie
testów w ramach interoperacyjności.
3.3.1. Testy robocze dla OBU/EVC/DMI
Testy urządzeń EVC są wykorzystywane w celu
kreowania i uruchamiania prób według określonych
scenariuszy oraz analizowania skutków z przeprowadzonych badań. Różne interfejsy OBU tj.: odometru,
pociągu, balis albo radia są stymulowane w czasie
rzeczywistym, Jednostka pokładowa OBU uwierzytelnia, że urządzenia te są zainstalowane w prowadzonym pociągu.
3.3.2. Testy robocze dla RBC czy kombinacji nastawnica/RBC
Również RBC lub kombinacja RBC/nastawnica
mogą być poddane testom laboratoryjnym. Przy takich
uwarunkowaniach testy środowiskowe wykonuje się
za pomocą większej ilości pociągów, nastawnic, sąsiednich RBC i centrum kierowania ruchem (CTC).
Większość interfejsów nie jest standardowa, dlatego
istnieje potrzeba zbudowania dostosowanych urządzeń.
Rys.2. Test roboczy RBC
Rys.3. Test roboczy interoperacyjności
W obecnych czasach używanie narzędzi symulacji
i ich metod staje się bez wątpienia powszechne, w tym
celu wykorzystuje się elektroniczną formę nauki (enauka), która umożliwia szkolenie maszynistów i
obsługujących urządzenia sterowania ruchem w ogólnych tematach dotyczących systemu ERTMS. Dostęp
do programu można uzyskać również przez internet
lub program jest odczytywany z CD-ROM. Komputerowa baza treningowa (CBT) jest kolejnym sposobem,
który jest wykorzystywany, podczas kursów dla maszynistów i obsługujących urządzenia sygnalizacyjne.
Sposób ten może być wykorzystywany zarówno do
początkowych treningów, jak również jest pomocny w
utrzymywaniu zdobytej wiedzy, gdyż kursanci otrzymują CD-ROM, z programem szkoleniowym, który
mogą uruchomić w domu.
Przenośne symulatory wykorzystuje się do wykonywania treningu ogólnego (tj. gdy nie ma określonych specyficznych wymagań na pulpit maszynisty)
albo w sytuacji, gdy istnieje konieczność używania
systemu w różnych miejscach. Symulatory takie składają się zazwyczaj z kompletu komputerów PC, na
których powielane jest jedynie środowisko symulacji.
Poniżej zaprezentowano przykład systemu bazującego
na dwóch komputerach PC – jednym, który wyświetla
uproszczoną kabinę maszynisty i DMI; drugim, który
wyświetla widok szlaku.
3.3.3. Testy robocze dla interoperacyjności
Testy robocze dotyczące EVC oraz RBC można
połączyć, w celu stworzenia integracyjnych testów roboczych interoperacyjności, w których EVC (od jednego dostawcy) może zostać przetestowany razem z
RBC (od innego dostawcy).
3.4. Testowanie
Treningi dla ostatecznych użytkowników systemu
przeważnie dla maszynistów i pracowników obsługujących urządzenia sygnalizacyjne są bardzo ważnym
elementem doskonalenia zawodowego i można je wykonywać w kilku etapach. Dawniej tego typu usługi
przeprowadzane były klasycznymi metodami (wykłady teoretyczne), które były uzupełniane (w przypadku,
jego dostępności wewnątrz kolei) o sesje na symulatorze pociągu przystosowanym do potrzeb maszynistów.
Rys 4. Przykład przenośnego systemu treningowego
Bardziej wszechstronnym systemem treningu jest
wykorzystywanie stanowisk składających się ze statycznych symulatorów z kabiną maszynisty oraz systemem wizualizacji bazującym na technologii 3D.
91
Środowisko jest bardzo podobne do realnie panujących warunków, poza brakiem ruchów kabiny odzwierciedlających przyspieszenie pociągu. Mechanizm ruchowy kabiny jest parametrem, który można
znaleźć w pełnych symulatorach ruchu.
sażeniu pociągu.
Rys.6. Funkcjonalna struktura ETCS sąsiadująca z sygnalizacją i
podsystemem GSM-R
Rys.5. Symulator ruchu ERTMS/ETCS
Symulator ruchu może być wykorzystywany do
szkolenia ludzi obsługujących urządzenia sterowania
ruchem dedykowanych do systemu ETCS. Do tego
celu pociągi są „wprowadzane” do wnętrza symulowanego szlaku, mogą być obsługiwane w sposób automatyczny lub sterowane ręcznie. Aplikacja ta jest
symultanicznym treningiem osoby odpowiedzialnej za
obsługę urządzeń sterowania ruchem jak i jednego lub
większej ilości maszynistów. Takie układy można
wykorzystywać do weryfikacji i walidacji zasad operacyjnych i procedur, w celu zabezpieczenia przed
wystąpieniem sytuacji niebezpiecznych a także zapewnienia dobrej jakości usługi.
3.5. Inne aplikacje
Oczywiście istnieje wiele innych obszarów, w których można wykorzystywać symulatory. Poniżej
przedstawiono przykłady ich wykorzystywania:
Weryfikacja konfiguracji przytorowej – symulatory składające się z OBU i dynamika pociągu mogą
być bardzo przydatne, w celu weryfikacji konfiguracji szlaku (tj. przesyłanie wiadomości przez balisy).
Utrzymania i dochodzeń prawnych – pliki JRU
mogą być odczytywane i wprowadzane w symulator, w celu odtworzenia środowiska, w którym zauważono uszkodzenie. W środowisku laboratoryjnym możliwe jest również odtworzenie prawdziwych sytuacji, które powstały podczas jazdy pociągu.
Jądro składa się z wyposażenia pokładowego wraz
z elementami: interfejsu jednostki pokładowej (TIU),
monitora zobrazowania maszynisty (DMI), rejestratora danych, jądra systemu, odometru, modułu transmisji balis (BTM), modułu transmisji pętli (LTM), interfejsu euroradia, jednostki radiotelefonu GSM-R jak
również wyposażenia przytorowego z elementami eurobalisy, europętli, interfejsu euroradia, stałej sieci
GSM-R, nastawnic, koderów (LEU), urządzeń sterowania ruchem kolejowym, centrum sterowania radiowego, centrum zarządzania kluczami.
4.1. Monitor zobrazowania maszynisty DMI
Projektowanie i rozwój DMI jest otwartym
zagadnieniem dla rozwiązań proponowanych przez
przemysł jak i do prezentowanych filozofii
projektowania, które zostały zaadoptowane przez
przemysł. Jedna z filozofii uważa DMI za instrument,
który ma być zdolnym, aby w sposób animowany
przedstawiać na wysokim poziomie informacje
dostarczane przez interfejs DMI – komputer
pokładowy (EVC). DMI analizuje strumień informacji
i decyduje, gdzie pokazać informację, jaki kolor ma
zostać zastosowany, czy użyć dźwięku, itp. W innej
filozofii, DMI jest rozważony, tylko jako terminal,
który pokazuje informacje w miejscu, w którym dostał
taki rozkaz. Ta opcja ma zredukowany poziom
inteligencji.
4. Architektura systemu ETCS
Rozdział SRS Podstawowy opis systemu przedstawia tak zwane jądro ETCS z jego interfejsami powiązanymi wobec systemów sygnalizacyjnych w urządzeniach przytorowych oraz przy pokładowym wypo92
Rys.7. Przykładowe DMI z ekranem dotykowym lub programowanymi przyciskami
DMI istnieje w dwóch wersjach (rys. 8.): z ekranem
dotykowym albo programowanymi przyciskami. Poszczególne firmy kolejowe wybierają do zastosowania
jedno albo drugie rozwiązanie techniczne, które wynika z dotychczasowej tradycji lub rozwiązań stosowanych w tej dziedzinie.
W przeszłości, z powodu braku w pełni zharmonizowanych specyfikacji DMI, które doprowadziły do
różnego podejścia projektowania ogólnych produktów
DMI, które miały także nieznacznie różniące się funkcje. Oznaczało to określone komplikacje do zastosowania elementów DMI do budowy efektywnego zunifikowanego symulatora wykorzystywanego do szkolenia maszynistów. W celu ułatwienia osiągnięcia interoperacyjności operacyjnej bardzo ważne jest zharmonizowanie i wprowadzenie specyfikacji jako obowiązkowych.
5. Wnioski
Rys.8. Rozmieszczenie pól informacyjnych na monitorze DMI z
ekranem dotykowym lub programowanymi przyciskami
Wykorzystywany w kolejnictwie symulator
ETCS jest idealnym narzędziem do następujących celów:
poznania systemu;
demonstracji możliwości systemu;
badań (analiz sytuacji operacyjnych, propozycji dla wdrożeń);
testowania;
walidacji (m.in. DMI);
szkolenia kadr (treningu).
Rys. 9. Sposób prezentacji informacji na monitorze DMI w zależności od statusu ważności komunikatu
93
Literatura
[1] European Train Control and Protection System Report
from the High-Level Working party on High-Speed network/Train Control and Protection Study Group. European Commission, Directorate-General for Transport,
Doc. VII/301/90-EN 1, December 1990
[2] ETCS European Train Control System – Project Declaration. UIC/ERRI A200, Ultrecht, January 1992
[3] ETCS – The new standard train control system for the
European railways. UIC/ERRI A200, August 1993
[4] ERTMS/ETCS Functional Requirements Specification
FRS. European Railway Agency, ERA/ERTMS/003204,
June 2007
[5] H ü r l i m a n n G . Die Eisenbahn der Zukunft – Automatisierung, Schnellverkehr und Modernisierung bei
den SBB 1955 bis 2005 (Railway of the future – automation, high-speed train service and modernisation at
SBB). Chronos Verlag,2007
[6] Master Plan for Development and Pilot-Installations of
the European Rail Traffic Management System. European Commission, Directorate-General for Transport
VII-E3 Research & development, 7 May 1996
94
[7]Rookmaaker
P.,
Verheef
L.W.M.,
V o r d e r e g g e r J . R . ETCS MMI – The Man
Machine Interface of the European Train Control
System. ERRI, Ultrecht, February 1996
[ 8 ] S z e l ą g A . Rola rozwiązań technicznych pojazdów i
sposobu ich eksploatacji w ograniczaniu zużycia energii
przez pojazdy kolejowe. Seminarium „Techniczne,
prawne i finansowe aspekty zakupów i modernizacji
taboru kolejowego”, Warszawa, 22-23 marzec 2007
[9]Tamarit
J.,
Winter
P.
Trials for
Demonstration of Interoperability of ETCS components.
Signal+Draht 9/2000, str. 41-49
[ 1 0 ] T h i e s H . , W i k A . SBB’s FFS Pilot Project –
The first application of ERTMS/ETCS level
2Worldwide. Signal+Draht 9/2000, str. 50-56
[ 1 1 ] W i n t e r P . Implementation strategy for the
standard European Train Control System (ETCS)
illustrated by the example of the Swiss Federal
Railways (SBB). Rail International, June/July 1993
[12]Workshop ERTMS/ETCS. UIC ERTMS Training
Programme 2009, Prague, September 2009
[13]Workshop ERTMS Simulator. UIC ERTMS Training
Programme 2010, Paris, June 2010
Adam Szeląg
Marcin Steczek
Politechnika Łódzka
Wpływ parametrów filtru wejściowego i sterowania PWM na
impedancje wejściową układu napędowego z falownikiem napięcia
Impedancja wejściowa elektrycznego pojazdu trakcyjnego jest parametrem
decydującym o stopniu przenoszenia się zakłóceń elektrycznych z sieci jezdnej
do obwodu powrotnego. W celu ograniczenia wpływu tych zakłóceń na obwody torowe, parametr ten powinien być utrzymany na odpowiednio wysokim
poziomie. Najlepszą metodą oszacowania impedancji wejściowej pojazdu na
etapie projektowania jest wykorzystanie symulacji komputerowych. W artykule przedstawiono wyniki wyznaczania impedancji wejściowej falownikowego
układu napędowego z zastosowaniem metody symulacji komputerowej. dla
przypadku bez modulacji napięcia wyjściowego jak również z modulacją
PWM. Wykazano, że istnieją warunki, w których (dla określonych parametrów
filtru wejściowego) impedancja pojazdu trakcyjnego nie jest stałą wartością, a
w istotny sposób zależy od punktu pracy przetwornicy.
1. Wprowadzenie
W ostatnich latach znakomita większość pojazdów trakcyjnych wprowadzanych do ruchu na polskich szlakach kolejowych są to pojazdy wyposażone
w nowoczesne przetwornice półprzewodnikowe. Zastosowanie tego typu urządzeń pozwala na:
− ograniczenie strat przy rozruchu pojazdu trakcyjnego,
− zastosowanie silnika asynchronicznego do napędu pojazdu,
− eksploatację jednego pojazdu przy współpracy
z wieloma systemami zasilania trakcji elektrycznej (pojazdy wielosystemowe),
− zastosowanie hamowania odzyskowego, co
umożliwia zmniejszenie zużycia energii,
− płynne sterowanie napędem.
Dotyczy to zarówno lokomotyw, jaki i elektrycznych zespołów trakcyjnych (EZT). Przez lata
eksploatacji pojazdów z silnikami szeregowymi i rozruchem rezystorowym infrastruktura polskich szlaków
została przystosowana do obsługi tego typu pojazdów.
Z tego powodu pojawienie się nowoczesnych technologii wymaga dokładnych badań i analizy na tle kompatybilności pomiędzy pojazdem a infrastrukturą kolejową, na którą składają się przede wszystkim układ
zasilania i układ sterowania ruchem kolejowym. W
celu ograniczenia kosztów badań, najprostszym rozwiązaniem jest zastosowanie narzędzi symulacyjnych
z zaimplementowanymi modelami analizowanych
układów. Modele powinny być odpowiednio dobrane
w zależności od charakteru i celu badań. Zagadnieniom modelowania i symulacji obwodu: podstacja
trakcyjna-sieć zasilająca- pojazd poświęcono szereg
prac [2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9, 10]
2. Impedancja wejściowa pojazdu trakcyjnego
Kompatybilność w trakcji elektrycznej jest
bardzo szerokim zagadnieniem obejmującym wiele
dziedzin wiedzy i oddziaływania miedzy wieloma
podsystemami trakcji. Impedancja wejściowa pojazdu
trakcyjnego
jest
problemem
z
zakresu
kompatybilności pomiędzy pojazdem trakcyjnym,
systemem zasilania trakcji elektrycznej i systemem
sterowania ruchem kolejowym. Można wyróżnić
wiele źródeł zakłóceń dla systemu sterowania ruchem
kolejowym. Do najbardziej istotnych można zaliczyć
− harmoniczne napięcia od podstacji
trakcyjnej w stanie normalnym harmoniczne charakterystyczne,
− harmoniczne napięcia od podstacji
trakcyjnej w stanie awarii - harmoniczne
niecharakterystyczne,
− harmoniczne
prądu
w
obwodzie
powrotnym od pojazdów trakcyjnych,
Wpływ wyżej wymienionych zakłóceń ogranicza się
przez stosowanie filtrów rezonansowych na
podstacjach i wprowadzenie ograniczeń widma prądu
generowanego przez pojazd trakcyjny w pasmach
częstotliwości wykorzystywanych przez obwody
torowe. Dopuszczalne parametry zakłóceń dla
obwodów torowych określono w pracy [1] Jednakże
w napięciu zasilającym mogą się pojawić zakłócenia
95
trudne do przewidzenia, których przyczyną mogą być
zarówno stany awaryjne zespołów prostownikowych
jak również oddziaływanie na siebie kilku pojazdów
trakcyjnych wyposażonych w przetwornice statyczne,
operujących na jednym odcinku zasilania. Szczególnie
w drugim przypadku poziom i zakres zakłóceń jest
bardzo trudny do określenia ze względu na losowy
charakter zjawiska. Zakłócenia te, gdy przeniosą się do
obwodu powrotnego mogą zakłócać prace obwodów
torowych. Parametrem decydującym o stopniu przenoszenia się zakłóceń z sieci zasilającej do obwodu powrotnego jest impedancja wejściowa pojazdów trakcyjnych operujących na danym odcinku zasilania. Np.
w normie PN-EN 50388 dla 50 Hz podawana jest wymagana wartość impedancji wejściowej powyżej 2 Ω.
Jedną z metod ograniczania tego typu zakłóceń może
być np. monitorowanie widma harmonicznych i na
jego podstawie odpowiednie sterowanie przetwornicą
w celu uniknięcia przekroczenia dopuszczalnego poziomu harmonicznych w określonych przedziałach
częstotliwości. Metoda ta wymaga opracowania systemu współpracy układu monitorującego z układem
sterowania napędem, co przy konieczności zachowania właściwości trakcyjnych pojazdu jest poważnym
wyzwaniem. Prostszą metodą jest ustalenie minimalnej wymaganej impedancji wejściowej pojedynczego
pojazdu w funkcji częstotliwości i utrzymywanie jej na
odpowiednim poziomie. We wcześniejszych pracach
autorów [8,9] wykazano, że istnieją warunki, w których impedancja wejściowa pojazdu wyposażonego w
przetwornice statyczne może ulegać zmianie w zależności od punktu pracy. W niniejszym artykule przedstawiono wyniki badań dotyczących symulacyjnego
wyznaczania impedancji wejściowej pojazdu z wykorzystaniem uproszczonego modelu napędu składającego się z filtru wejściowego, falownika i silnika
asynchronicznego.
RF
3. Modele symulacyjne
Do celów pracy opracowano w programie
symulacyjnym dwa modele obwodu głównego pojazdu trakcyjnego wyposażonego w falownikowy układ
napędowy (Rys. 1):
MODEL 1 - w modelu tym nie występuje modulacja
napięcia wyjściowego. Zmiana punktu pracy przetwornicy następuje jedynie przez zmianę częstotliwości fali nośnej,
MODEL 2 - w modelu tym zastosowano modulacje
PWM. Pozwala to na wprowadzenie dowolnej częstotliwości fali nośnej a jednocześnie na zmianę głębokości i częstotliwości modulacji.
W obu przypadkach zastosowano następujące uproszczenia:
− elementy półprzewodnikowe przetwornicy zastąpiono idealnymi łącznikami. Pozawala to na skrócenie czasu obliczeń bez
wpływu na dokładność uzyskanych wyników,
− silnik asynchroniczny zamodelowano jako symetryczne obciążenie RL z pominięciem gałęzi magnesującej. Znaczna
impedancja gałęzi magnesującej połączona równolegle ze stosunkowo niską impedancja obwodu wirnika, ma znikomy
wpływ na wyniki wyznaczania impedancji układu, natomiast ze względu na duża
wartość indukcyjności powoduje znaczne
wydłużenie czasu obliczeń,
− sterowanie falownikiem realizowane jest
w otwartej pętli sprzężenia zwrotnego.
Parametry sterowania są ustawiane na początku symulacji i ich wartość jest stała w
trakcie jej trwania,
LF
LL
~ UAC
+
-
RL
CF
UDC
STEROWANIE
Rys. 1 Schemat modelu symulacyjnego. RF- rezystancja filtru, LF - indukcyjność filtru,
CF - pojemność filtru, UAC - źródło napięcia przemiennego, UDC - źródło napięcia stałego, LL - indukcyjność
obciążenia, RL - rezystancja obciążenia
96
−
−
−
w modelu przyjęto zasilanie idealnym
źródłem napięcia stałego UDC, z nałożoną
składową przemienną UAC,
głębokość modulacji napięcia wyjściowego falownika z opcją PWM zmieniano
proporcjonalnie do zmiany częstotliwości
fali nośnej,
częstotliwość modulacji miała stałą wartość dla każdej serii symulacji
W trakcie ustalania parametrów symulacji należy zwrócić uwagę, aby wyniki wyznaczania impedancji układu nie były zakłócane harmonicznymi generowanymi przez falownik. W tym celu tak dobierano częstotliwość fali nośnej falownika w poszczególnych stanach, aby generowane widmo harmonicznych
prądu nie pokrywało się z częstotliwościami, dla których wyznaczana była impedancja wejściowa.
250A
0A
-250A
-462A
907.2ms
-I(R1)
920.0ms
940.0ms
956.5ms
Time
Rys. 4 Przebieg prądu fazowego obciążenia MODEL 2
6.0A
4.0A
2.0K
2.0A
0A
0Hz 0.5KHz
-I(R1)
0
1.5KHz
2.5KHz
3.5KHz
4.5KHz
Frequency
Rys. 5 Widmo prądu fazowego obciążenia MODEL 2
-2.0K
910.8ms
920.0ms
V(N639993,N638502)
940.0ms
Zin=f(f)
956.1ms
30
Time
Rys. 2 Przebieg napięcia fazowego obciążenia MODEL 2
25
Zin[om]
20
300V
15
10
200V
5
10
20
30
40
50
60
70
80
0
100V
0
20
40
60
80
100
120
f falownika [Hz]
0V
0Hz 0.5KHz
1.5KHz
V(N639993,N638502)
2.5KHz
3.5KHz
4.5KHz
Rys. 6 Impedancja wejściowa układu dla wybranych
częstotliwości
Frequency
Rys. 3 Widmo napięcia fazowego obciążenia MODEL 2
4 Impedancja wejściowa falownika napięcia
Analizę impedancji wejściowej opisanego wyżej
układu rozpoczęto od serii symulacji komputerowych
dla modelu falownika bez modulacji napięcia
wyjściowego PWM. Symulacje te miały na celu
wyznaczenie impedancji wejściowej falownikowego
układu napędowego w funkcji częstotliwości pracy
przekształtnika dla różnych wartości parametrów
układu. Działania te pozwoliły na określenie wpływu
poszczególnych parametrów układu napędowego na
zmienność impedancji wejściowej w funkcji punktu
pracy
przetwornicy oraz wpływu
wartości
poszczególnych parametrów na charakterystykę Zin =
f(ffal).
Na rysunku 6 przedstawiono wyniki wyznaczania
impedancji wejściowej metodą symulacji komputerowej dla modelu 1 dla wybranych częstotliwości.
Widać, że w zależności od rozpatrywanej częstotliwości impedancja ta może rosnąc lub maleć wraz ze
zwiększaniem częstotliwości fali nośnej przetwornicy.
Na rysunku 7 przedstawiono wpływ rezystancji obciążenia (RL) na charakterystykę Zin = f(ffal) (ffal - częstotliwość fali nośnej falownika). Przy tak dobranych
parametrach układu, zwiększenie rezystancji obciążenia powoduje zmniejszenie zmienności impedancji
wejściowej układu. Zwiększenie indukcyjności obciążenia (rysunek 8) powoduje pogłębienie zmienności
impedancji i podwyższenie jej poziomu. na rysunkach
od 9 do 12 przedstawiono wpływ parametrów filtru
wejściowego. Najmniejszy wpływ na charakterystykę
Zin ma rezystancją filtru wejściowego. Zwiększenie
97
Zin=f(f), 50Hz
20
19
18
17
16
15
14
13
18
12
16
LF=20mH
11
14
Zin [ om]
Zin=f(f), 50Hz
20
Zin [ om]
zarówno indukcyjności jak i pojemności filtru
powoduje podwyższenie wartości impedancji układu i
obniżenie jej zmienności. Najprostszym sposobem na
stabilizacje charakterystyki Zin = f(f) jest zwiększenie
pojemności filtru wejściowego (CF).
LF=10mH
LF=30mH
10
12
0
10
20
40
60
80
100
120
f falownika (Hz)
Rys. 10 Impedancja wejściowa układu dla
częstotliwości 50 Hz, dla różnych wartości
indukcyjności filtra wejściowego
8
6
4
2
RL=5
RL=2,5
RL=1
0
0
20
40
60
80
f falownika (Hz)
100
120
rezystancji obciążenia
Zin=f(f), 30Hz
23
21
19
30
Zin [ om]
Zin=f(f), 50Hz
25
15
13
11
20
Zin [ om]
17
9
15
LF=20mH
LF=10mH
LF=30mH
7
0
20
40
10
LL=5mH
LL = 20mH
0
0
20
40
60
80
100
80
100
120
indukcyjności filtra wejściowego
5
LL=10mH
60
f falownika (Hz)
120
f falownika (Hz)
indukcyjności obciążenia
Zin=f(f), 50Hz
19
17
Zin=f(f), 50Hz
19
Zin [ om]
15
18
17
Zin [ om]
16
13
11
15
9
14
CF=0,02mF
13
CF=0,01mF
CF=0,03mF
7
0
12
20
40
60
80
100
120
f falownika (Hz)
11
RF=0,1
RF=0,05
10
0
20
40
60
80
100
120
pojemności filtra wejściowego
f falownika (Hz)
rezystancji filtra wejściowego
5 Impedancja wejściowa falownika napięcia z modulacją PWM
Kolejna seria symulacji została przeprowadzona na modelu układu napędowego umożliwiającym uwzględnienie modulacji napięcia wyjściowego
PWM. Porównując rysunek 13 z rysunkiem 6 widać
wyraźny wpływ wprowadzenia modulacji PWM na
impedancje układu. Przeprowadzono również symulacje dla stałej częstotliwości fali nośnej zmieniając
tylko głębokość modulacji (rys. 14) jak również dla
98
stałej głębokości modulacji przy zmiennej częstotliwości falownika (rys. 15). Wyniki symulacji
świadczą o dominującym wpływie głębokości
modulacji PWM na kształt charakterystyki impedancji
wejściowej układu. Porównano również impedancję
wejściowa układu pracującego ze stała częstotliwością
fali nośnej (zmienna tylko głębokość modulacji) z
impedancją układu, w którym głębokość modulacji
jest płynnie zmieniana wraz z częstotliwością fali
nośnej (rys 16).
Zin=f(f), Fmod=1000Hz
700
160
Zin 10Hz
600
500
Zin 20Hz
140
Zin 30Hz
120
Zin 40Hz
Zin[om ]
Zin[om]
Zin=f(Mmod), 50Hz
180
Zin 50Hz
400
Zin 60Hz
300
100
80
Zin 70Hz
60
Zin 80Hz
40
Zin90Hz
200
Pznam
Fconst
20
Zin 100Hz
0
100
0
0
20
40
60
f falownika[Hz]
80
100
0,4
0,6
0,8
1
1,2
Rys. 16 Impedancja wejściowa układu napędowego w
funkcji głębokości modulacji, dla częstotliwości 50Hz
gdzie: Pznam - częstotliwość falownika zmienna płynnie
z głębokością modulacji, Fconst - częstotliwość
falownika stała
120
Rys. 13 Impedancja wejściowa układu napędowego dla
wybranych częstotliwości przy stałej częstotliwości
modulacji 1000 Hz
Zin f=60Hz fmod=1000Hz
800
Zin=f(f) 50Hz
400
Zin 10Hz
Zin 20Hz
700
350
300
Zin 30Hz
Zin 40Hz
Zin 50Hz
500
250
Zin[om
600
Zin[om]
0,2
Mmod
0
Zin 60Hz
Zin 70Hz
Zin 80Hz
400
300
150
Cf=20uF
100
Zin90Hz
Zin 100Hz
200
200
Cf=10uF
50
0
100
0
0
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
40
60
f falownika[Hz]
80
100
120
funkcji częstotliwości falownika, dla częstotliwości50 Hz
przy dwóch pojemnościach filtru wejściowego
1,2
Mmod
funkcji głębokości modulacji, dla wybranych
częstotliwości, przy stałej częstotliwości falownika
Zin=f(f), 50Hz
200
180
Zin=f(f), Mmod=0,6
120
20
160
Zin[om
140
100
Zin[om]
80
120
100
Lf=20mH
Lf=10mH
80
60
40
60
20
0
40
0
20
0
0
20
40
60
f falownika[Hz]
80
Zin 20Hz
Zin 40Hz
Zin 60Hz
Zin 80Hz
Zin 100Hz
100
20
120
funkcji częstotliwości falownika, dla wybranych
częstotliwości, przy stałej głębokości modulacji
Mmod=0,6
40
60
f falownika[Hz]
80
120
Zin=f(f), 50Hz
180
160
140
120
100
80
LL=10mH
60
Na rysunkach 17 i 18 przedstawiono wpływ zmiany
parametrów filtru wejściowego na impedancję układu
W tym przypadku parametrem decydującym o
kształcie charakterystyki impedancji wejściowej jest
pojemność filtru wejściowego.
Dodatkowo wykonano analizę wpływu parametrów
obciążenia (rys. 19, 20, 20, 21) jak również wpływu
częstotliwości modulacji PWM na impedancje
omawianego układu
100
Rys. 18 Impedancja wejściowa układu napędowego w funkcji
częstotliwości falownika, dla częstotliwości50Hz przy dwóch
indukcyjnościach filtru wejściowego
Zin[om]
Zin 10Hz
Zin 30Hz
Zin 50Hz
Zin 70Hz
Zin90Hz
LL=5mH
40
20
0
0
20
40
60
80
100
falownika [Hz] układu napędowego w
Rys. 19 Impedancja fwejściowa
funkcji częstotliwości falownika, dla częstotliwości 50Hz
przy dwóch indukcyjnościach obciążenia
120
99
Zin=f(f), 50Hz
250
Zin[om]
200
150
100
RL=5
RL=2,5
50
0
0
20
40
60
80
100
120
f falownika[Hz]
funkcji częstotliwości falownika, dla częstotliwości 50Hz
przy dwóch rezystancjach obciążenia
Zin=f(f), 130Hz
160
140
120
Zin[om
100
80
RL=5
RL=2,5
60
40
20
0
0
20
40
60
f falownika [Hz]
80
100
120
Zin[om
funkcji częstotliwości falownika, dla częstotliwości 130
Hz przy dwóch rezystancjach obciążenia
Zin=f(f), 50Hz
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
Bibliografia
[1]
Fmod=1000Hz
Fmod=800Hz
0
20
40
60
f falownika[Hz]
80
100
120
funkcji częstotliwości falownika, dla częstotliwości 50 Hz
przy dwóch częstotliwościach modulacji
5. Podsumowanie
W artykule przedstawiono wyniki badań dotyczących
wyznaczania impedancji falownikowego układu napędowego metodą symulacji komputerowej. Głównym celem pracy była analiza wpływu poszczególnych parametrów układu napędowego na charakterystykę impedancji wejściowej pojazdu w funkcji punktu pracy przetwornicy Zin = f(f). Przeprowadzono
analizę dla dwóch przypadków. W pierwszym przypadku analizie poddano falownik bez modulacji napięcia wyjściowego (MODEL 1). W tym przypadku
za stały punkt pracy falownika uważano wybraną
częstotliwość fali nośnej. W drugim przypadku model
umożliwiał wprowadzenie modulacji PWM (MODEL2). W tym przypadku punkt pracy przetwornicy
ustalany był przez podanie częstotliwości fali nośnej,
częstotliwości modulacji oraz głębokości modulacji.
Na drodze badań symulacyjnych wykazano, że para100
metrem decydującym o stałości impedancji wejściowej w funkcji punktu pracy przetwornicy w pojazdach
trakcyjnych wyposażonych w falowniki jest odpowiednia wartość pojemność filtru wejściowego (CF).
Duża pojemność CF pozwala na skuteczne odseparowanie obwodu pośredniczącego prądu stałego wraz z
falownikiem od układu zasilania. Wyniki symulacji
przedstawione w artykule uzyskano przy obniżonej
pojemności filtru wejściowego, co pozwoliło na obserwację wpływu przetwornicy na charakterystykę Zin
= f(f). Wykazano również, iż pojemność filtru wejściowego jest parametrem decydującym również o
kształcie charakterystyki impedancji wejściowej rozpatrywanych układów. Ponadto pokazano, że częstotliwość modulacji nie ma znaczącego wpływu na rozpatrywaną charakterystykę. Należy również zwrócić
uwagę na wpływ zastosowania modulacji PWM, która
diametralnie zmienia badana charakterystykę, gdyż
układy napędowe z obniżoną pojemnością filtru wejściowego charakteryzują się zmiennością impedancji
wejściowej w funkcji częstotliwości pracy falownika i
głębokości modulacji napięcia wyjściowego przetwornicy.
W artykule wykorzystano wyniki prac wykonanych w
ramach projektu badawczego promotorskiego N N510
355036 finansowanego przez Ministerstwo Nauki i
Szkolnictwa Wyższego.
Białoń A. – "Opracowanie dopuszczalnych parametrów
zakłóceń dla urządzeń srk, łączności i pojazdów
trakcyjnych". Temat CNTK 6915/23 1999,
[2] Le Roux W., Steyn B.M – "Simulation studies of 50Hz
locomotive impedance and DC substation interference
sources". – Computers in Railways IX., WIT Press, 2004
[3] Mellitt B., Taufiq J.A., Xiaoping J.: "Input impedance of
chopper equipment and its significance in low-frequency
track circuits". IEE PROC., Vol.136, Pt. B, No. 1,
JANUARY 1989,
[4] Papers presented at IRSE International Forum –
Traction/Signalling Compatibility. April 24,1997 London
[5] Skarpetowski G., Zając W. - Symulacja odcinka linii
kolejowej o złożonym obciążeniu konwencjonalnoprzekształtnikowym. MET2007
[6] Szeląg A. - "Zagadnienia wpływu parametrów i rozwiązań
elementów obwodów podstacja-sieć trakcyjna-pojazd na
problemy kompatybilności w systemie trakcji elektrycznej".
MET’2007, Warszawa
[7] Szeląg A.: "Zagadnienia analizy i projektowania systemu
trakcji elektrycznej prądu stałego z zastosowaniem technik
modelowania i symulacji". Oficyna Wydawnicza
Politechniki Warszawskiej, Warszawa 2002
[8] Szeląg A., Steczek M. - "Symulacyjna metoda analizy
wpływu typu filtru pojazdu z napędem impulsowym i filtrów
podstacji na harmoniczne prądu". MET’2007
[9] Szeląg A., Steczek M. – 3 kV DC system: converter-driven
vehicle – signalling circuit compatibility. Criteria and
analysis. Electromotion 17 (2010), 70-78
[10] Zając W., Szeląg A.,: "Harmonic distortion caused by
suburban and underground rolling stock with D.C. motors".
CIEP 96, Cuernavaca, Mexico October 14-17,
[11] Zając W.(kier.): "Stosowanie tyrystorów w trakcji
elektrycznej. Środki przeciwzakłóceniowe". Sprawozdanie z
prac tematu 0.5.09. CPBP 02.19., 1986 - 1990.
Sławomir Judek
Jacek Skibicki
Obróbka graficzna obrazu w nowoczesnych systemach
diagnostyki sieci trakcyjnej jezdnej
W artykule autorzy przedstawiają założenia nowej metody bezkontaktowego
pomiaru położenia przewodów jezdnych sieci trakcyjnej, a także pokazują jakie
znaczenie w tej metodzie ma komputerowa analiza obrazu pozyskiwanego z
kamery. Problemem technik wizyjnych jest zmienność parametrów obrazu
wejściowego (jasność, kontrast, zakres widma, krzywa gamma i in.), które są
zależne od zmieniających się warunków oświetlenia zewnętrznego związanych
z aktualną pogodą i porą dnia. Tymczasem parametry obrazu poddawanego
analizie powinny być zawsze takie same lub bardzo zbliżone. Autorzy
omawiają opracowaną aplikację komputerową, której zadaniem jest
doprowadzenie parametrów pozyskanego obrazu do wymaganych wartości
wyjściowych, niezależnie od ich poziomów w obrazie wejściowym.
Wstęp
Obecnie coraz częściej stosowane są nowoczesne
metody pomiaru wielkości fizycznych oparte na systemach bezkontaktowych. Brak kontaktu fizycznego
urządzenia pomiarowego z obiektem umożliwia niekiedy pomiar wielkości dotychczas niemierzalnych.
Ponadto całkowita separacja pozwala na eliminację
wpływu urządzenia pomiarowego na obiekt, który to
wpływ zawsze występuje przy użyciu tradycyjnego
sprzętu metrologicznego. Tendencja stosowania zdalnych technik pomiarowych nie omija również diagnostyki urządzeń trakcyjnych. Coraz częściej sięga się
do metod wizyjnych, wykorzystując takie urządzenia
jak dalmierze laserowe, kamery rejestrujące obraz w
różnych obszarach widma, skanery trójwymiarowe i
inne. W artykule autorzy przedstawiają problemy
związane z zastosowaniem bezkontaktowych metod
pomiarowych na przykładzie systemu diagnostyki
sieci trakcyjnej jezdnej.
Specyfika pomiarów bezkontaktowych
W
pomiarach
bezkontaktowych
medium
transmisyjnym umożliwiającym rejestrację wybranych
parametrów przez czujnik jest promieniowanie
elektromagnetyczne o różnej długości fali. W
pomiarach wizyjnych wykorzystuje się najczęściej
promieniowanie z widzialnego zakresu widma i
podczerwieni bliskiej (kamery obrazowe, dalmierze
laserowe) oraz podczerwieni dalekiej (termowizja).
Wyróżniamy dwie podstawowe metody pomiarów
wizyjnych:
- bierna – czujnik pomiarowy rejestruje
promieniowanie emitowane bezpośrednio
przez obiekt badany lub odbijane od niego,
przy czym źródło promieniowania nie jest
związane z urządzeniem (np. światło
słoneczne);
-
aktywna – urządzenie pomiarowe zawiera
źródło promieniowania nakierowane w odpowiedni sposób na obiekt badany, a jego odbity
strumień trafia do sensora (np. diody laserowe
czy oświetlacze).
Cechą wspólną wizyjnych technik pomiarowych
jest mniejsza lub większa podatność na zaburzenia
związane z obecnością promieniowania zewnętrznego.
W sytuacji gdy urządzenie pomiarowe pracuje w pomieszczeniu zamkniętym problem zaburzeń nie jest
zbytnio dokuczliwy. Poziom ich jest bowiem stały, i
w prosty sposób można wyeliminować wpływ promieniowania zewnętrznego na pomiar. Odmienna
sytuacja występuje gdy badania wykonywane są w
warunkach terenowych, gdzie występuje znaczna
zmienność poziomu promieniowania (oświetlenia)
związana z cyklem dobowym, rocznym oraz aktualnymi warunkami pogodowymi. Oczywiście poszczególne urządzenia pomiarowe wykazują różną podatność na zaburzenia zewnętrzne. Stosunkowo najmniej
wrażliwe są wszelkie układy wykorzystujące promieniowanie laserowe (np. dalmierze, skanery itp.). Z
kolei tam, gdzie sygnałem pomiarowym jest obraz z
kamery wizyjnej wpływ zmian poziomu promieniowania zewnętrznego na wynik jest największy.
Interpretacja obrazów wizyjnych do celów pomiarowych
W sytuacji, gdy sygnałem pomiarowym jest obraz
z kamery, dalsze postępowanie uzależnione jest od
celu, jakiemu ma służyć dany pomiar. Stosunkowo
najprostsza sytuacja występuje wówczas, gdy celem
jest detekcja obecności. Systemy takie służą np. wykrywaniu obiektów na przejazdach kolejowych. Pomiar odbywa się wówczas najczęściej na zasadzie
porównania z wzorcem. W pamięci urządzenia znaj101
duje się obraz wzorcowy, i na podstawie analizy
porównawczej wykrywane są różnice pomiędzy nim,
a obrazem otrzymanym z pomiaru. Odporność
systemu na zmienne warunki oświetleniowe i
pogodowe uzyskuje się stosując bazę danych obrazów
wzorcowych pozyskanych w różnych warunkach, a
następnie, w zależności od bieżącej sytuacji, dobiera
się wzorzec najbardziej w danej chwili odpowiedni.
Znacznie bardziej złożona sytuacja ma miejsce,
kiedy zastosowanie metody porównawczej nie jest
możliwe. Dzieje się tak wówczas, gdy na podstawie
analizy obrazu należy uzyskać konkretną wielkość
pomiarową, np. pomiar położenia, rozmiaru itp.
Wówczas przed właściwą analizą obrazu konieczna
jest obróbka jego parametrów (jasność, kontrast,
zakres widma, krzywa gamma), tak by rezultat był
zawsze jednakowy, niezależny od panujących
warunków zewnętrznych. Pewne różnice występują
również w zależności od tego, czy stosowana jest
bierna czy czynna metoda pomiaru. W pierwszym
przypadku jedynym źródłem promieniowania jest sam
obiekt oraz naturalne i sztuczne źródła światła. Zakres
zmian parametrów obrazu źródłowego jest wówczas
bardzo znaczny i często uzyskanie jednakowych
wyników dla skrajnych warunków pomiarowych jest
praktycznie niemożliwe. Znacznie korzystniejsza
sytuacja ma miejsce, gdy wykorzystuje się czynną
metodę pomiaru. Możliwe jest np. zastosowanie
źródła promieniowania o jednej długości fali i takiej
częstotliwości, z jaką promieniowanie naturalne
występuje w mniejszym natężeniu, oraz filtrów
monochromatycznych przepuszczających tylko tę
częstotliwość widma. W takiej sytuacji wpływ
zaburzeń zewnętrznych zostanie ograniczony, ale
nigdy nie będzie możliwe jego wyeliminowanie.
Można również wykorzystać dobową zmienność
natężenia promieniowania świetlnego i wykonywać
pomiary tylko w warunkach nocnych, gdy jego
poziom jest mniejszy. Widać jednak, że mimo
możliwości i konieczności stosowania środków
wstępnie
ograniczających
wpływ
zaburzeń
zewnętrznych na obraz pomiarowy, praktycznie
zawsze musi być on poddany obróbce wstępnej i
doprowadzony do parametrów potrzebnych z punktu
widzenia właściwej analizy obrazu.
Techniki wizyjne w nowoczesnych metodach
diagnostyki sieci trakcyjnej jezdnej
Systemy diagnostyki sieci trakcyjnej jezdnej coraz
częściej korzystają z wizyjnych technik pomiarowych.
Dotychczas stosowane przez zarządy kolejowe
pojazdy diagnostyczne są często wyposażone w
skanery laserowe służące do zdalnego pomiaru
zużycia przewodów jezdnych. Położenie przewodów
jezdnych względem osi toru jak dotąd mierzone jest
za pomocą metod stykowych opartych o odbieraki
pomiarowe specjalnej konstrukcji [1]. Proponowana
przez autorów metoda pomiaru położenia przewodu
102
jezdnego, której koncepcja została pokazana na rys. 1,
a szczegółowe omówienie znajduje się w [2],
wykorzystuje kamerę obrazową. Rezultatem pomiaru
jest zatem obraz fotograficzny. Ponieważ pomiary
wykonywane będą w warunkach terenowych,
parametry obrazu z kamery będą zmienne w szerokich
granicach. Wywołane jest to zarówno porą dnia, jak i
warunkami atmosferycznymi. Zmiany te mogą
również następować w sposób skokowy, np. w
sytuacji przejazdu przez tunel lub pod wiaduktem.
Zakres widma wykorzystywanego przez źródło
światła, ani sposób emisji wiązki nie został jeszcze
określony. Jednak niezależnie od tego, jaka metoda
zostanie wybrana zawsze konieczna będzie wstępna
obróbka obrazu pomiarowego.
Rys. 1. Koncepcja bezkontaktowego pomiaru położenia przewodu
jezdnego sieci trakcyjnej
Algorytm do wstępnej obróbki obrazu
Obraz pomiarowy przeznaczony do analizy
właściwej (wyznaczenia położenia przewodu)
powinien, niezależnie od parametrów wejściowych,
zawierać jedynie jasną plamkę lub plamki,
odpowiadające położeniu przewodu jezdnego,
widziane na ciemnym (czarnym) tle. Wszystkie
pozostałe informacje zawarte w obrazie pozyskanym z
kamery muszą być, jako zbędne, usunięte w trakcie
obróbki wstępnej. Główną trudnością w opracowaniu
algorytmu obróbki wstępnej jest zmienny zakres
operacji, jakim musi być poddany obraz, w zależności
od aktualnych parametrów wejściowych. W
przypadku pomiarów nocnych lub w tunelach
wymagana ingerencja w obraz jest minimalna.
Diametralnie inna sytuacja ma miejsce, gdy pomiary
prowadzone są w pełnym świetle słonecznym.
Rezultat pracy algorytmu powinien być zawsze
jednakowy, pomimo tego, że parametry obrazu
wejściowego mogą się gwałtownie zmieniać nawet w
czasie jednej sesji pomiarowej. Przy opracowywaniu
algorytmu przyjęto następujące założenia:
- rezultatem działania powinien być obraz
składający się z białego punktu lub punktów
(będących obrazem przewodów jezdnych) na
czarnym tle;
Rys. 2. Schemat blokowy algorytmu wstępnej obróbki obrazu
-
ilość kroków powinna być jak najmniejsza;
w sytuacji, gdy obraz o pożądanych parametrach zostanie uzyskany po mniejszej
liczbie kroków, kolejne operacje nie powinny
negatywnie wpływać na wygląd obrazu.
Algorytm opracowany na potrzeby badań laboratoryjnych jest dostosowany do parametrów obrazu
uzyskiwanego w trakcie pomiarów. Schemat blokowy
algorytmu pokazano na rys. 2. Poszczególne etapy
obróbki omówiono szczegółowo poniżej [3,4].
Etapy obróbki obrazu
I – Obraz wejściowy. Jest nim barwne zdjęcie
fotograficzne (klatka filmu) uzyskane z kamery Samsung SHC-737 o rozdzielczości 430 kPix. Kamera
pracuje w manualnym trybie ekspozycji, a parametry
rejestracji są niezmienne bez względu na jasność obrazu. Parametry te dobrano stosownie do jasności
plamki świetlnej odbijającej się od przewodu jezdnego.
II – Wyznaczanie obszaru zainteresowania
ROI (ang. Region of Interest). W celu przyspieszenia
działania algorytmu obróbki obrazu przeprowadzana
jest procedura nałożenia odpowiedniej maski zawierającej w sobie region zainteresowania, tj. fragment
kadru, w którym w normalnych warunkach znajduje
się poszukiwana plamka świetlna. Wszystkim pikselom znajdującym się poza obszarem zainteresowania
zostaną przypisane wartości 0 (kolor czarny).
III – Przekształcanie punktowe LUT. Jednym
z podstawowych przekształceń obrazu jest przekształcenie punktowe. Polega ono na zmianie poziomu szarości odrębnego piksela poprzez podanie innej wartości (różnej od pierwotnej). Podstawowymi trzema
parametrami, jakie można korygować są: jasność w
zakresie <0-255>, współczynnik gamma <10-0,1> i
kontrast <1-89>. W celu przypisania pikselom wejściowym wybranego obrazu innych wartości korzysta
się z tablicy LUT (ang. Look-up Table), gdzie do numeru piksela przypisuje się nową wartość. Przekształcenia punktowe wykonuje się na obrazach monochromatycznych. W przypadku kolorowych obrazów
zmianie ulegają wartości poszczególnych pikseli, dla
każdego kanału kolorystycznego osobno. Tablica
LUT często prezentowana jest za pomocą wykresu,
gdzie na osi X znajdują się stare, a na osi Y nowe
wartości poziomu szarości. Na rys. 3 zaprezentowano
tablicę LUT oraz odpowiadający jej wykres w przypadku zmiany jasności obrazu.
Rys. 3. Zmiana jasności z wykorzystaniem tablicy LUT
Zmiana jasności powoduje przesunięcie wykresu
LUT powyżej (zwiększanie) lub poniżej (zmniejszanie) wartości pierwotnych. Przy zwiększaniu jasności
oś Y przesuwana jest w kierunku wartości wyższych,
oznaczających jaśniejsze obrazy. Przy zmniejszaniu
natomiast tablica LUT przesuwana jest w stronę
ciemniejszej palety odcieni.
Sterując kontrastem obrazu zmienia się stosunek
luminancji maksymalnej do minimalnej, czyli ilości
światła emitowanej przez daną powierzchnię. Jest to
zauważalne w postaci różnicy pomiędzy jasnością
najciemniejszego i najjaśniejszego punktu (piksela) w
obrazie. Zmniejszanie kontrastu powoduje spłaszczenie charakterystyki wykresu LUT. W skrajnej pozycji
(wartość kontrastu równa 1), otrzymuje się idealnie
poziomą charakterystykę, co oznacza, że wszystkie
nowe wartości pikseli będą takie same. Obraz wyjściowy byłby wówczas jednolitym, szarym polem
(każda ze składowej RGB przyjmuje wartość 128).
Drugi skrajny przypadek (kontrast równy 89)
powoduje, że prawie połowa starych pikseli
powiązanych z ciemniejszymi barwami przyjmuje
wartości 0, a z jaśniejszymi 255.
Ostatnim parametrem, jaki można regulować jest
współczynnik gamma. Za pomocą funkcji nieliniowej
wyszczególnia się jedne wartości pikseli względem
innych, np. kontrast jasnych partii obrazu względem
ciemnych [5].
W zaproponowanym algorytmie przetwarzania
obrazu zastosowano przekształcenie LUT powodujące
odcięcie z obrazu składowych odpowiadających kolorom zielonemu i niebieskiemu przy jednoczesnym
uwypukleniu składowej czerwonej.
IV – Progowanie barwne – jedna z najprostszych metod segmentacji. Jest ona zdefiniowana jako:
103
I s < I min
 0

I n =  I s I min ≤ I s ≤ I max ,
(1)
255
I s > I max

gdzie: In – nowa wartość intensywności, Is – stara
wartość intensywności, Imin – minimalny, Imax – maksymalny dopuszczalny próg intensywności.
Z obrazu o trzech kolorach podstawowych RGB
pobierana jest tylko jedna warstwa koloru, a mianowicie czerwona, gdyż taka jest barwa światła oświetlającego przewód jezdny. Informacje zawarte w pozostałych dwóch warstwach są usuwane. Jest to konieczne,
gdyż operacja przeprowadzona w III etapie obróbki
nie wyeliminowała zielonej i niebieskiej składowej
widma, a stały się one jedynie niewidoczne.
V – Binaryzacja. Operacja ta ma na celu zamianę obrazu jednobarwnego na czarno-biały o charakterze graficznym (obraz dwubitowy). Wykorzystano metodę progowania poprzez entropię (metoda Kapura). Polega ona na wydzieleniu dwóch niezależnych
klas rozkładów prawdopodobieństwa - obiektów pob i
tła pt. Optymalną wartością progu t jest wartość maksymalizująca całkowitą entropię [6]:
H T = H ob + H t .
(2)
Rozkłady prawdopodobieństwa dla obiektu i tła
prezentują się następująco:
p0 p1
p
,
,..., t
pob pob
pob
pob =
t
∑ pi
pt +1 pt + 2
p
,
,..., K −1
pb
pb
pb
pb =
i =0
K −1
∑ pi
, (3)
Rys. 4. Element strukturalny: a) o siatce kwadratowej; b) o siatce
heksagonalnej
Schemat działania tych przekształceń polega na
przemieszczaniu punktu centralnego po każdym z
pikseli przetwarzanego obrazu i sprawdzaniu, czy jego
otoczenie jest takie samo jak we wzorcu. Jeżeli tak
jest, to stosuje się odpowiednie przekształcenie morfologiczne dla danej operacji. Do ważniejszych z nich
zalicza się: dylatację, erozję, zamknięcie, otwarcie,
detekcję szczytów, detekcję dolin, ścinanie, obcinanie
gałęzi, szkieletyzację itp.
Erozja binarnego obrazu A przez element struktury B jest określona przez:
A \ B = {z ∈ E B z ⊆ A},
(6)
gdzie: Bz – translacja B przez wektor z np.
B z = {b + z ∈ B}∀z ∈ E , E – przestrzeń Euklidesowa
lub macierz liczb całkowitych.
W praktyce erozja polega na przesuwaniu elementu strukturalnego w postaci ustalonej siatki po wewnętrznej stronie danej figury i pozostawianiu elementów stanowiących obszar zamknięty, ograniczony
drogą narysowaną przez przemieszczający się punkt
centralny elementu strukturalnego (rys. 5.).
i = t +1
gdzie: pob – prawdopodobieństwo klasy obiektu, pb –
prawdopodobieństwo klasy tła, pi – prawdopodobieństwo dla danego stopnia szarości.
Entropie obu rozkładów prawdopodobieństwa wyrażają się wzorami:
t
 p 
pi
log 2  i  ,
(4)
H ob = −
p
 pob 
i =0 ob
∑
K −1
p 
pi
log 2  i  .
Hb = −
p
 pb 
i =t +1 b
∑
(5)
Po zakończeniu tego procesu obraz powinien składać
się z białych elementów na czarnym tle.
VI – Przekształcenie morfologiczne – separacja obiektów. Przekształcenia morfologiczne [7] służą
do usuwania wszelkiego rodzaju zakłóceń występujących w obrazie, poprzez wykorzystanie do tego celu
odpowiednich wzorców. Najczęściej stosuje się je w
odniesieniu do obrazów binarnych. Zakłócenie przyjmuje wtedy wartość 0 lub 1. Istotą przekształceń morfologicznych jest zdefiniowanie punktu określającego
położenie środkowego piksela (poddawanego analizie) oraz zespołu punktów go otaczających. Są to tzw.
elementy strukturalne (rys. 4).
104
Rys. 5. Wynik działania erozji: a) obraz binarny; b) wykorzystany
element strukturalny; c) obraz wynikowy
Element strukturalny przesuwa się wewnątrz największej figury obrazu binarnego (w innych wzorzec
się nie mieści, gdyż składa się z 9 pól), tak że jego
zewnętrzna krawędź pokrywa się z krawędzią ograniczającą figurę. Punkt centralny X wytycza obszar
nowego obiektu, co można zaobserwować na rys. 5c.
Operacja ta została wykonana zgodnie z definicją,
która mówi, że nowe figury tworzą jedynie pola zakreślone przez środkowy piksel (reszta składowych
zostaje wymazana). Można zauważyć, że erozja powoduje likwidację drobnych zanieczyszczeń występujących w obrazie, np. pola: 0-6, 0-7, 1-7. Dodatkowo
ma ona wpływ na zmniejszanie rozmiarów figur poprzez ich zwężanie, w obu prostopadłych do siebie
kierunkach. Wygładzone zostają również krawędzie
obiektów. W przypadku połączenia figur drobnymi
pikselami (przewężenia) można je od siebie odseparować.
Dylatacja jest pojęciem o przeciwnym działaniu
do erozji i jest ściśle związana z operacją dodawania
Minkowskiego. Zdefiniować ją można jako:
A⊕B =
U Ab .
(7)
b∈B
Algorytmicznie zapisać można to jako przemieszczanie elementu strukturalnego jego zewnętrzną krawędzią po zewnętrznej krawędzi figury. Powoduje to
rozrost obiektu. Obszar nowo powstałej figury tworzą
wszystkie piksele ograniczone krzywą wytyczoną
przez środek elementu strukturalnego. Przykład działania został pokazany na rys. 6.
Rys. 6. Wynik działania dylatacji: a) obraz binarny; b) element
strukturalny; c) obraz po operacji dylatacji
Dylatację można uzyskać tworząc negatyw obrazu
powstałego w wyniku operacji erozji przeprowadzonej
na negatywie tego samego zdjęcia. Stosuje się ją w
celu wypełnienia małych otworów (ubytków) oraz w
celu powiększenia wymiarów figury. Przedstawiony
sposób działania obu metod został omówiony na
przykładzie obrazów binarnych. W przypadku zastosowania ich do zdjęć kolorowych (wieloodcieniowe
obrazy) uzyska się rozmycie szczegółów.
Jednym z podstawowych problemów stojących
przed komputerową analizą obrazu jest wydzielenie
poszczególnych, regularnych obszarów obrazu. Zadanie to jest szczególnie trudne, gdy poszczególne
obiekty stykają się lub nawet częściowo zachodzą na
siebie. Jako pierwszy krok wykonać można wtedy
erozję, która rozdzieli sklejone obszary. Powstałe
jednak w ten sposób obszary mają dużo mniejszą powierzchnię niż wynikowe. Aby powrócić do wyjściowej powierzchni nie można zastosować normalnej
dylatacji, gdyż powiększane obszary połączą się ponownie. Aby temu zapobiec, trzeba zastosować specjalne przekształcenie, które powiększy powierzchnię
obszarów zachowując pewien odstęp pomiędzy nimi.
Przekształcenie to nazywane jest dylatacją bez stykania obszarów i może być realizowane jako pogrubianie z następującym elementem strukturalnym, którego
macierz ma postać:
-1 0 1
-1 x x x
0 1 1 1
1 1 1 1
Gdy opisaną wyżej metodę prowadzi się cyklicznie, aż do braku zmian w analizowanym obrazie,
uzyskuje się przekształcenie zwane SKIZ (ang.
Skeleton by Influence Zone ). Skrót ten oznacza szkielet strefy wpływów. Strefa wpływów danego punktu
definiowana jest jako zbiór wszystkich punktów obrazu, dla których odległość do danego punktu jest
mniejsza niż do pozostałych. Przekształcenie to posiada jednak szczególną wadę. Powstałe w jego wyniku
figury mają bardzo nieregularny brzeg z licznymi
wąskimi i głębokimi wklęsłościami [7].
VII – Filtr medianowy – wyrównanie krawędzi elementów obrazu. Filtracja obrazu opiera się na
wykorzystaniu funkcji splotu cyfrowego. Najczęściej
stosuje się filtry liniowe. Większość tego typu filtrów
ma jedną wspólną cechę, tj. występuje efekt utraty
informacji na temat drobnych szczegółów i krawędzi
przetwarzanych obrazów. Lepsze efekty dają w tym
zakresie filtry nieliniowe, wybierające dla przetwarzanego punktu na obrazie wynikowym jedną z wartości z jego otoczenia na obrazie źródłowym. Wybór ten
dokonywany jest według pewnej reguły, która w
ogólnym przypadku może być dowolna. Najczęściej
spotykanym przykładem filtru działającego na tej
zasadzie jest filtr wykorzystujący medianę. Filtr medianowy jest filtrem mocnym, gdyż ekstremalne wartości, znacznie odbiegające od średniej, nie mają
wpływu na wartość, jaką filtr przekazuje na swoim
wyjściu. Filtr medianowy bardzo skutecznie eliminuje
wszelkie lokalne szumy, nie powodując ich rozmazywania na większym obszarze, co jest charakterystyczne dla wszystkich filtrów konwolucyjnych.
VIII – Morfologiczny filtr częściowy – usuwanie elementów o zbyt dużym obwodzie. Operacja
morfologiczna polegająca na usunięciu z obrazu elementów, których obwód nie mieści się w wyznaczonym zakresie. Wielkość rejestrowanej plamki świetlnej zależy od źródła światła oraz od gabarytów przewodu jezdnego. Możliwe jest zatem odrzucenie elementów, których obwód jest znacząco większy od
spodziewanego, albo też znacząco mniejszy.
IX – Filtr dolnoprzepustowy – usuwanie zakłóceń z obrazu. Najbardziej typowe zastosowanie
filtracji polega na usuwaniu zakłóceń z obrazu. Przy
tego typu zastosowaniu korzystne jest używanie z
prostego filtru uśredniającego, którego macierz konwolucji ma postać:
-1
-1 1
0 1
1 1
0
1
1
1
1
1
1
1
105
Rys. 7. Wyniki badań laboratoryjnych – przykłady prób pozytywnych
106
Rys. 8. Wyniki badań laboratoryjnych – przykłady prób częściowo pozytywnych (A i B) oraz negatywnych (C i D)
107
Filtr uśredniający usuwa drobne zakłócenia z obrazu. Znacznemu osłabieniu, ale i pewnemu rozmazaniu ulegają pojedyncze czarne punkty na jasnym tle
lub jasne plamki na tle ciemnym. Wygładzane są również drobne zawirowania krawędzi obiektów.
X – Dylatacja – wygładzenie konturu elementów obrazu.
XI – Morfologiczny filtr częściowy – usuwanie elementów o zbyt dużej szerokości.
XII – Morfologiczny filtr częściowy – usuwanie elementów o zbyt dużej wysokości.
Po zrealizowaniu ostatniej operacji rezultatem jest
obraz wynikowy. Powinien on zawierać białą plamkę
na czarnym tle, czyli pożądany obraz do analizy właściwej.
Wyniki badań laboratoryjnych
Przeprowadzono badania przy wykorzystaniu fizycznego, laboratoryjnego modelu sieci trakcyjnej
wykonanego w skali 1:5. Zarejestrowano obrazy różniące się w sposób znaczny, jeśli chodzi o poziom
oświetlenia tła. Wybrane klatki poddano obróbce przy
wykorzystaniu algorytmu przedstawionego powyżej.
Na 30 przeprowadzonych prób pozytywny wynik
uzyskano w 13 przypadkach. Kolejnych 5 prób zakończyło się wynikiem częściowo pozytywnym. Pod
pojęciem wyniku częściowo pozytywnego rozumie się
taką sytuację, gdy obraz wynikowy zawiera, oprócz
plamki właściwej, będącej obrazem przewodu jezdnego, inną plamkę lub plamki będące zakłóceniami,
które nie zostały wyeliminowane przez algorytm obróbki. 12 prób zakończyło się wynikiem negatywnym,
tzn. nie udało się uzyskać obrazu przewodu jezdnego.
Wyniki dla przykładowych prób zakończonych pozytywnie pokazano na rys. 7.
Można zauważyć, że szybkość dochodzenia do
prawidłowego wyniku jest różna w zależności od parametrów obrazu wejściowego. W przykładzie A już
trzecia operacja (przekształcenie LUT) pozwoliła na
uzyskanie pożądanego obrazu. W pozostałych trzech
przypadkach dopiero końcowe etapy algorytmu pozwoliły na otrzymanie właściwego wyniku. Jednak w
sytuacji, gdy obraz przewodu jezdnego zostanie uzyskany na którymś z wcześniejszych etapów obróbki,
kolejne kroki nie wpływają negatywnie na wynik. Jest
to zgodne z postawionymi założeniami.
Wybrane wyniki dla prób, które zakończyły się
częściowo pozytywnie oraz negatywnie przedstawiono na rys. 8.
W przypadku wyników częściowo pozytywnych,
oprócz obrazu przewodu jezdnego widoczne są na
obrazie plamki o wymiarach podobnych do tej
odpowiadającej przewodowi, przez co algorytm
obróbki ich nie usunął. Dla wyników negatywnych
możliwe jest otrzymanie albo obrazu fałszywego,
gdzie uzyskana plamka nie jest obrazem przewodu
jezdnego (przykład C), albo całkowitego braku
wyniku (obraz D).
108
Podsumowanie
Opracowany algorytm obróbki wstępnej obrazu do celów pomiaru położenia przewodu jezdnego sieci trakcyjnej
pozwolił, dla przykładowych warunków pomiarowych, na
uzyskanie prawidłowego rezultatu w 43% przypadków.
17% stanowiły wyniki częściowo prawidłowe, a 40% wyniki nieprawidłowe. Gdyby obróbce miały być poddane
niezależne obrazy nieruchome, taki wynik należałoby uznać
za niesatysfakcjonujący. Należy jednak pamiętać, że w
proponowanej metodzie pomiarowej sygnałem jest sekwencja filmowa. Możliwe jest zatem, na podstawie prawidłowych i częściowo prawidłowych obrazów, uzyskać metodą
interpolacji i eliminacji (czyli korekcji błędu) położenie
przewodu jezdnego również dla klatek, dla których algorytm nie dał prawidłowego wyniku pomiarowego. Oczywiście należy dążyć do tego, by procent wyników prawidłowych był jak największy. Na podstawie badań stwierdzono,
że w tym celu należy:
- zastosować źródło światła o możliwie dużej intensywności, tak by jaskrawość plamki świetlnej odbitej od
przewodów jezdnych była jak największa;
- źródło światła powinno być monochromatyczne, tzn.
charakteryzować się jedną długością fali;
- na obiektyw kamery należy założyć filtr optyczny
wstępnie eliminujący promieniowanie o długościach
fali innych niż długość emitowana przez szczelinowe
źródło światła.
Zastosowanie tych środków pozwoli na zdecydowane
zmniejszenie poziomu promieniowania zakłócającego i tym
samym obróbka obrazu będzie mniej kłopotliwa. Należy
mieć jednak świadomość, że całkowita eliminacja promieniowania zewnętrznego będzie bardzo trudna, zwłaszcza
gdy pomiary będą wykonywane w godzinach porannych i
wieczornych, kiedy słońce znajduje się nisko nad horyzontem (w sytuacji, gdy światło zewnętrzne odbija się od dolnej powierzchni przewodu plamka jest niewidoczna). Nie
jest więc wykluczone, że w sytuacjach ekstremalnych przeprowadzanie pomiarów przy wykorzystaniu tej metody nie
będzie możliwe. Rozstrzygnięcie tego problemu wymaga
jednak przeprowadzenia szeregu prób w warunkach terenowych.
Literatura:
[1] Giętkowski Z., Karwowski K., Mizan M.: Diagnostyka
sieci trakcyjnej. Wydawnictwo Politechniki Gdańskiej,
Gdańsk 2009
[2] Skibicki J.: Bezkontaktowa metoda lokalizacji przewodu jezdnego sieci trakcyjnej. SEMTRAK 2010, materiały konferencyjne, Kraków – Zakopane, 2010
[3] Relf Ch. G.: Image Acquisition and Processing with
Lab VIEW, CRC Press, Boca Raton 2004
[4] Fontoura Costa L., Marcondes Cesar Jr. R.: Shape
Analysis and Classification, CRC Press LLC, 2001
[5] Farid H.: Fundamentals of Image Processing.
http://www.cs.dartmouth.edu/~farid,
dostęp
z
30.07.2011
[6] Russ J. C.: The Image Processing Handbook (4th ed.),
CRC Press, 2002
[7] Tadeusiewicz R., Korohoda P.: Komputerowa analiza i
przetwarzanie obrazów. Wydawnictwo Fundacji Postępu Telekomunikacji, Kraków 1997
Jerzy Kwaśnikowski
Politechnika Poznańska
Wyższa Szkoła Bankowa we Wrocławiu
Wyższa Szkoła Bankowa w Poznaniu
Koszty zewnętrzne transportu, ze szczególnym
uwzględnieniem trakcji elektrycznej
W pierwszej części przedstawiono ogólne problemy związane z kosztami
zewnętrznymi transportu, w tym opracowania europejskie i krajowe. Dołaczono
uwagi przesłane w ramach konsultacji społecznej polskiej strategii rozwoju
transportu do roku 2020 (2030). Zwrócono uwagę na konieczność realizacji
zrównoważonego rozwoju transportu. W części drugiej pokazano możliwości
zmniejszenia zużycia energii przy realizacji energooszczędnego prowadzenia
pociągu.
1. Istota i szacunek wartości kosztów zewnętrznych
Szczególnie niekorzystnym oddziaływaniem systemów transportowych na otoczenie jest generacja
kosztów zewnętrznych, ponoszonych głównie przez
otoczenie systemów. Dwie Białe Księgi Transportu
UE (WHITE PAPER, European Transport Policy for
2010., Brussels 2001, oraz WHITE PAPER, Roadmap to a Single European Transport Area – Towards a competitive and resource efficient transport
system, Brussels, 28.3.2011) zawierają wiele zamierzeń i zaleceń dotyczących konieczności zrównoważonego rozwoju transportu, szczególnie gałęzi najmniej szkodzących środowisku. Są też tam sugestie, a
nawet proponowane daty, internalizacji zewnętrznych
kosztów transportu. Koszty te oceniane są w kategoriach gałęziowych (transport drogowy, szynowy, lotniczy, wodny) oraz w kategoriach destrukcji otoczenia
(m.in. zmiany klimatu, zmiany krajobrazowe, skutki
wypadków, hałas, zanieczyszczenie powietrza). Wartości (liczbowe) są różne, ale bardzo duże. Przed kilkunastu laty, w roku 1994, zapotrzebowanie na energię i emisję do atmosfery, w podziale na gałęzie
transportu, oceniono tak, jak w tab 1.
Tabela 1
Zużycie energii i emisja do atmosfery
Rodzaj obciążenia
Gałąź transportu
środowiska
Wodny
Zużycie energii w
423,00
kJ/tkm
Emisje do atmosfery w g/tkm
Drogo-
Powietrzny
677,00
2890,00
15839,00
Kolejowy
- dwutlenku węgla
30,00
41,00
207,00
1206,00
- węglowodorów
0,04
0,06
0,30
2,00
- tlenku azotu
0,40
0,20
3,60
5,50
- tlenku węgla
0.12
0,05
2.40
1.40
[Źródło: Lloyd's Shipping Economist nr 11/1994][L1]
Według Gazety Wyborczej z dnia 9-04-1999, w r.
1998 koszty zewnętrzne transportu w UE oceniano na
272 mld €, z tego 93% od transportu drogowego i 1,7
% od kolejowego.
Według CER (Community of European Railways)
zewnętrzne koszty transportu (bez kosztów kongestii)
w r. 2000 oceniono na 650 mld €, z tego 83,7 % od
transportu drogowego i 1,9 % od szynowego. Metodologię estymacji tych kosztów i wiele danych zawiera
„Handbook on estimation of external cost in the transport sector” (Delft, 19-12-2007 r.).
Szacunki zużycia nawierzchni dróg przez duże samochody ciężarowe („Tiry”), porównanie zużycia tej
nawierzchni przez tira do zużycia przez ok. 1 tonowy
samochód osobowy, wahają się od 30.000 do1 - aż do
(wg Prof. Suchorzewskiego) 160.000 do 1 !!
Zalety transportu szynowego, a uciążliwość
transportu drogowego są obszarze kosztów zewnętrznych niepodważalne i wydawałoby się powszechnie
uznane, ale w aktualnie przygotowywanej, nowej
zamierzeń wobec transportu w Polsce .]. słabo albo i
wcale nie zaznaczone! [Ministerstwo Infrastruktury:
Strategia rozwoju transportu do 2020 roku
(z
perspektywą do 2030 roku), projekt. Warszawa, dnia
30 marca 2011 r.]. Komentarz bardziej szczegółowy,
przesłany do MI w ramach konsultacji społecznych,
przedstawiam poniżej prawie dosłownie, w 6 punktach.
1o. W dokumentach związanych ze SRT kolej traktowana jest jak kula u nogi a nie jako gałąź transportu,
gospodarki, a istotne informacje o kolei są albo ukrywane albo manipulowane.
Dla przykładu brakuje niezwykle ważnego dla kosztów zewnętrznych zestawienia zapotrzebowania na
energię w transporcie towarów oraz innych czynników świadczących o poziomie szkodliwości dla środowiska oraz o zasadniczych zagrożeniach dla ludzi
(o wypadkowości) poszczególnych gałęzi transportu,
np. takich zestawień kosztów zewnętrznych (tab. 2):
109
Tabela 2
Porównanie kosztów zewnętrznych transportu drogowego i
szynowego
Koszty zewnętrzne
1
1
2
3
4
5
6
2
Kongestia
Wypadki
Hałas
Zmiany klimatu
Zanieczyszczenie
powietrza
Razem
Gałąź transportu
Drogowy
Szynowy
3
4
268
--156
0,3
40
1,4
70
2,1
164
2,4
698
6,2 (0,9%)
[Źródło: „Rail Transport and Environment. Facts & Figures,
CER, XI.2008]
lub zestawień subsydiów do poszczególnych gałęzi
transportu i generowanych przez nie kosztów zewnętrznych (rys. 1):
Rys. 1. Porównanie wysokości subsydiów i kosztów zewnętrznych
w podziale gałęziowym (modal split) transportu
[Źrodło: „Rail Transport and Environment. Facts & Figures,
CER, XI.2008, wg European Energy Agency)]
2o To niezwykle korzystne dla kolei zestawienie nie
ma właściwego nagłośnienia.
Powinno przebić się do ŚWIADOMOŚCI SPOŁECZNEJ I ŚWIADOMOŚCI POLITYKÓW. To
ukrywanie albo nieuwzględnianie zewnętrznych kosztów transportu może być bardzo szkodliwe dla społeczeństwa, środowiska naturalnego i gospodarki, przy
postępującej tendencji internalizacji tych kosztów.
3o. Takie zestawienie jest jeszcze bardziej wstrząsające, jeżeli porówna się liczbę wypadków śmiertelnych
na drogach (ok. 4000 rocznie w Polsce) i na kolei
(pojedyncze przypadki – głównie na przejazdach
kolejowo-drogowych, z winy kierowców pojazdów
samochodowych). Takie zestawienie, z gałęziowym
podziałem transportu, powinno być w projekcie SRT,
w p. 7.1.1 (szczegółowe (??-JK} wskaźniki realizacji
SRT), po tablicy syntetycznej (Tab. 9) na str. 82.
Do Strategii należy (chyba) dołączyć porównanie
kosztów realizacji Kolei Dużych Prędkości oraz kosztów rewitalizacji obecnej infrastruktury z zapewnieniem połączeń kolejowych między wszystkimi miastami wojewódzkimi z prędkością 160-180 km/h.
110
4o. Nie są zachowane proporcje nakładów na infrastrukturę drogową i kolejową, zalecane przez UE
(powinno być ok. 40% na kolej, ok. 60% na drogi, w
Polsce jest ok.10% do 90%). W SRT tych liczbowych
nakładów na drogi nie ma, też nie ma ich w prezentacji SRT dla transportu drogowego (na Kraków).
5o. Konsultacje społeczne, ogłoszone informacja na
stronie www.mi.gov.pl trwają zbyt krótko.
6o. Nie jestem przeciwnikiem transportu drogowego,
którego na lądzie nic nie zastąpi w przewozach bezpośrednich, ale trzeba mieć umiarkowanie w opracowaniu strategii ZRÓWNOWAŻONEGO ROZWOJU
TRANSPORTU
Niekiedy niektóre z przytoczonych danych liczbowych podawane są w wątpliwość przez kręgi związane z motoryzacją, lotnictwem, przemysłem paliwowym, ale bardziej wiarygodnych, zdecydowanie różnych danych syntetycznych trudno się doszukać.
Problemem podstawowym w odniesieniu do
transportu szynowego (w tym trakcji elektrycznej) jest
niska świadomość istotnych jego cech (energetycznych, środowiskowych i wypadkowych) zarówno
ogółu obywateli jak i ośrodków decyzyjnych, centralnych i lokalnych. Wiele opracowań, publikacji, prezentacji znanych jest tylko małemu kręgowi zainteresowanych a wystąpienia na konferencjach, sympozjach, konwencjach, na których prezentowane i
dyskutowane są istotne cechy transportu szynowego
nie mają dostatecznego naświetlenia publicznego (PRu). Prof. Suchorzewski wymienia główne bariery
zrównoważonego rozwoju transportu:
− trudność uzyskania akceptacji społecznej dla idei
ograniczania wzrostu mobilności, w tym zwłaszcza dla stosowania środków fiskalnych
− promotoryzacyjna postawa znacznej części społeczeństwa
− konflikt interesów: przemysł motoryzacyjny, sektor paliwowy, ochrona środowiska i in.
− rola mediów
− wola polityczna!!! [W. Suchorzewski, Transport konsumpcja energii i emisja CO2eq, Politechnika
Warszawska, Warszawa, 7.06.2010]
2. Wybrane problemy energetyczne w trakcji
elektrycznej
Problemy energetyczne w transporcie szynowym
można podzielić na 2 obszary strategiczne:
− związane z dostarczeniem energii (nośników
energii) napędowej do pojazdu trakcyjnego
oraz z jej przetwarzaniem od wejścia do pojazdu aż do napędnych zestawów kół,
− związane ze sposobem sterowania przejazdem
(kierowania pociągiem.
Biorąc pod uwagę obszar pierwszy, to w trakcji
autonomicznej (spalinowej, dawniej też parowej) dostarczanie energii jest takie, jak we wszystkich innych
środkach transportu – trzeba dostarczyć nośnik energii
(paliwo) do pojazdu trakcyjnego. Natomiast w trakcji
elektrycznej, w której pojazdy napędowe zasilane są
energią z sieci trakcyjnych, pierwszy odcinek
transmisji energii (mocy), od elektrowni do sieci
trakcyjnej oraz w samej sieci aż do pojazdu stanowi
istotny podsystem ze stratą energii i jest specyficznym
problemem trakcji elektrycznej. Równie ważny jest tu
pierwotny problem sprawności układu wytwarzania
energii w samej elektrowni (cieplnej).
Następny, końcowy odcinek transmisji mocy - od
wejścia do pojazdu (np. od sieci trakcyjnej) do obwodu zestawów kół, na którym też występują duże straty
energii, jest podobny - na wysokim poziomie uogólnienia - we wszystkich układach napędu (transmisji
mocy) pojazdów szynowych.
Zmniejszenie zużycia (strat) energii w tym pierwszym obszarze strategicznym jest obiektem zainteresowania naukowców i praktyków zarówno z obszaru
elektrotechniki, energoelektroniki jak i mechaniki i
termodynamiki, podobnie związanych z tym osób z
informatyki, zarządzania i in. W tym referacie te problemy nie są omawiane, wiele z nich stanowiło
przedmiot zainteresowania ORE (obecnie ERRI),
czego przykładem jest projekt A168 Railway Energy
Problem, z czego wydzielono problematykę Rational
Use of Electr. Energy for Traction Purposes, zakończoną konferencją ORE w 1981 r. we Wiedniu. W
tym obszarze badań uczestniczył autor, miał też tam z
ramienia PKP jeden z referatów [1].
Drugi obszar strategiczny, obecny też w projekcie
A168, dotyczy optymalizacji lub co najmniej racjonalizacji zużycia energii podczas przejazdu (prowadzenia) pociągu. Zagadnienia optymalnego prowadzenia
pociągu są przedmiotem zainteresowania prawie od
początku istnienia kolei. Ilość zużytej przez pojazd
trakcyjny energii zależy od rodzaju trakcji, typu pojazdu, masy składu, (średniej) prędkości jazdy, geometrii toru – oraz od sposobu prowadzenia pociągu.
Dla pojedynczego przejazdu, w którym parametry
pociągu oraz warunki ruchu (profil trasy, rozkład jazdy, ograniczenia prędkości, itp.) są zdeterminowane,
istotne znaczenie ma sposób prowadzenia pociągu. W
tych warunkach można zdefiniować 3 sposoby prowadzenia pociągu. Pierwszym jest przejazd forsowny
(minimalno-czasowy), dający informacje o najkrótszym możliwym czasie jazdy między punktami kontroli czasu (stacjami), wykorzystywane do ustalania
rozkładu jazdy, w którym zadany czas jazdy nie może
być krótszy. Drugim sposobem jest przejazd w zadanym czasie rozkładowym, z wydłużeniem czasu minimalnego do rozkładowego przez obniżenie prędkości dopuszczalnej (przejazd quasi-forsowny). Sposobem trzecim jest też przejazd rozkładowy, z wydłużeniem czasu do rozkładowego przez zastosowanie jazdy wybiegiem przed hamowaniem lub/i na znacznych
spadkach profilu toru, można to nazwać przejazdem
energo-optymalnym, lub też – ostrożniej – przejazdem
energooszczędnym.
Praktyczna realizacja takich procedur sterowania
przejazdem bez wspomagania komputerowego (symulacji ruchu pociągu) nie jest prawie możliwa. Istnieje
wiele programów do symulacji ruchu, niewiele z nich
ma procedury kierowania energooszczędnego. Jednym
z takich programów jest pakiet RSEL, opracowany z
Zakładzie Pojazdów Szynowych Politechniki Poznańskiej, który może odtwarzać wymienione 3 sposoby
kierowania przejazdem. Umożliwia różnorodne analizy przejazdów, od najprostszych aż do np. obliczania
histogramów obciążenia zestawów kół siłą pociągową. Szczegóły można przeczytać w licznych publikacjach autora i współpracowników [2...5].
Tu zostaną zaprezentowane pobieżnie tylko 2
problemy:
− efektywność jazdy energooszczędnej,
− wpływ nieplanowych zatrzymań na czas
przejazdu i zużycie energii.
Efektywność jazdy energooszczędnej
Program RSEL [ ] odtwarza przejazdy minimalno-czasowe, quasi-forsowne i energooszczędne, dla
zdeterminowanych warunków.
Analizowano [4] przejazdy pociągu ekspresowego
o składzie 8 wagonów typu 111A, o masie 358 ton,
ciągniętego lokomotywa Bo-Bo typu EP08 o mocy
ciągłej 2000 kW, na trasie Poznań – Wrocław, o długości 164,46 km. Rozkład jazdy przewidywał liczne,
niektóre znaczne, ograniczenia prędkości, toteż odcinki wybiegu też były liczne. Trajektorie v(s) przedstawiono na rys. 2, wyniki czasów przejazdów i zużycia
energii na rys. 3.
Na całej trasie, zachowując rozkładowe czasy
przejazdu, zaoszczędzono łącznie w przejeździe
energooszczędnym w porównaniu z quasi-forsownym
11% energii trakcyjnej, w tym na pierwszym odcinku
Poznań – Leszno, z bardzo licznymi zwolnieniami aż
16%, na drugim – mniej.
Wpływ nieplanowych zatrzymań na czas przejazdu i zużycie energii.
Eksperymenty symulacyjne przeprowadzono [3]
dla pociągu pasażerskiego o masie składu 490 ton (11
wagonów typu 111A) z lokomotywą EU07 (2 MW, 80
ton), na krótkim, 30 km odcinku toru poziomego.
Wykonano 19 eksperymentów symulacyjnych, dla
jednego i dla dwu zakłóceń ruchu (zwolnień), do zera
(zatrzymanie), do 15 km/h oraz do 40, 50, ..., 100
km/h. Przebiegi strat czasu i energii trakcyjnej przedstawiono na rys. 4. Dla warunków eksperymentów
procentowe straty czasu są w przybliżeniu dwukrotnie
mniejsze od strat energii trakcyjnej.
Przedstawione wyniki eksperymentów symulacyjnych są tylko przykładami możliwych różnorodnych badań, możliwych do wykonania z wykorzystaniem różnych modeli symulacyjnych.
111
Rys. 2. Trajektorie v(s) przejazdów forsownego, quasi-forsownego i energooszczędnego
Drugi odcinek
Pierwszy odcinek
Cała trasa
95%
FC/SL
99%
FC/SL
97%
110%
SL/MR
100%
MR
105%
FC/MR
111%
SL/MR
100%
MR
60%
80%
100%
40%
60%
80%
Procedura
59%
70%
20%
40%
60%
80%
100%
120%
Udział
80%
100%
FC/MR
75%
SL/MR
120%
Energia
0%
FC/MR
40%
60%
80%
100%
72%
SL/MR
Energia
0%
20%
64%
100%
MR
100%
Udział
89%
FC/SL
74%
MR
100%
MR
Energia
0%
60%
120%
98%
FC/SL
84%
FC/SL
SL/MR
100%
Udział
Udział
FC/MR
100%
Czas
40%
120%
111%
SL/MR
MR
Procedura
40%
107%
FC/MR
Czas
Czas
Procedura
Procedura
109%
FC/MR
Procedura
Procedura
FC/SL
120%
20%
40%
60%
80%
100%
120%
Udział
Udział
Rys. 3. Czasowe i energetyczne wyniki przejazdów forsownego, quasi-forsownego
i energooszczędnego
Rys. 4. Czasowe i energetyczne skutki nieplanowych ograniczeń prędkości
3. Podsumowanie
Przedstawiono wybrane problemy związane z
transportem szynowym, ze szczególnym uwzględnieniem porównania kosztów zewnętrznych transportu
szynowego z innymi gałęziami transportu. Uświadomianie nieustanne wielkości tych kosztów opinii publicznej oraz politykom wszelkiego szczebla autor
uważa za kluczowe zadanie teoretyków i praktyków
związanych z transportem szynowym. Jest to warunek
konieczny modernizacji i wzrostu udziału transportu
szynowego w ramach strategii zrównoważonego rozwoju.
Literatura
[1] Kwaśnikowski J. - Simulation studies for determining
the optimum energy conditions
112
associated with train control in electric traction.
Proc.ORE Coll. on Rational Use of Electr. Energy for
Traction Purposes, Vienna 1981.
[2] Kwaśnikowski J. - Modelowanie i symulacja
komputerowa procesu ruchu pociągu. Wyd. Pol. Pozn.
serii rozprawy, nr 264. Poznań 1992, 214 stron.
[3] Kwaśnikowski J. - Energetyczne i czasowe skutki
ograniczeń prędkości dla pociągu prowadzonego
lokomotywą EU07. Technika Transportu Szynowego,
1994, nr 3, s.28-30.
[4] Kwaśnikowski J. - Ograniczenia prędkości a forsowność
jazdy pociągu. Problemy Eksploatacji, vol. 44, 2002, nr
1, s. 155-162.
[5] Kwaśnikowski J., Gramza G., Gill A., Ocena
ilościowa wpływu opóźnień pociągu na jakość
kolejowych pasażerskich usług przewozowych. Pr.
Naukowe Polit. Warsz, Transport, z. 70, 2009, str. 97111
Andrzej Kobielski
Instytut Pojazdów Szynowych
Sławomir Drapik
ZUE Kraków
Janusz Prusak
Instytut Elektromechanicznych Przemian Energii
Niektóre problemy metodyki badań obciążeń wybranej
kolejowej podstacji trakcyjnej metodą szeregów czasowych
W artykule przedstawiono kontynuację analiz dotyczących oceny zmienności
obciążeń wybranych kolejowych podstacji trakcyjnych. Następnie przypomniano
niektóre uzyskane wyniki dla jednej z nich. W dalszej części artykułu odniesiono się
do adekwatności przyjętego modelu i jego parametrów w świetle aproksymacji
wartości średnich obciążenia podstacji wielomianami wysokiego stopnia.
Stwierdzono potrzebę kontynuacji podjętych badań celem znalezienia bardziej
adekwatnego sposobu aproksymacji charakterystyk analizowanych obciążeń
trakcyjnych.
1. Wprowadzenie
W przypadku pojazdów trakcji elektrycznej
lub tramwajowej energia do celów napędowych, jak
i wszystkich pozostałych jest przetwarzana i dostarczana za pośrednictwem podstacji trakcyjnych. Koszty inwestycyjne, a następnie eksploatacyjne dotyczące
wspomnianych podstacji mogą mieć istotne znaczenie
dla wyboru rodzaju trakcji (elektryczna, spalinowa)
dla danej linii. Jak już wspomniano we wcześniejszych publikacjach np. [4] stosowane metody projektowe dla podstacji trakcyjnych są właściwe, ale niekoniecznie optymalne. Warto z tego względu podejmować działania badawcze, które pozwolą uczynić
elektryczny transport szynowy jeszcze bardziej konkurencyjnym na rynku przewozów pasażerskich i
towarowych.
Znajomość przebiegu obciążenia podstacji
trakcyjnej, szczególnie na etapie jej projektowania,
jest zagadnieniem niezwykle istotnym ze względu
m.in. na wybór aparatury przetwórczej obwodu głównego, czy też urządzeń zabezpieczających. Może to
również mieć znaczenie dla oceny wielkości zużycia
energii oraz formułowania strategii jej zakupu dla
potrzeb trakcyjnych. Analizowanie tych obciążeń na
podstawie wyników pomiarowych uzyskanych dla
istniejących już podstacji pozwala zorientować się w
ich specyfice i naturze. Stosowanie bardziej zaawansowanych metod badawczych umożliwia opis ocenianej wielkości, np. za pomocą szerszego spektrum
obiektywnych wskaźników matematycznych. Autorzy
niniejszego referatu w kilku wcześniejszych publikacjach [1-4,6] prezentowali już część wyników związanych z tym zagadnieniem. Przedstawiona poniżej
analiza stanowi kontynuację podjętej tematyki.
2. Wyniki identyfikacji obciążenia kolejowej podstacji B [6]
Analizie poddano wyniki pomiarów obciążeń
kolejowej podstacji B. Jest to jedna z trzech podstacji,
która zasila duży węzeł komunikacyjny w Małopolsce. Przedstawione poniżej wyniki jej badań są kontynuacją opisanych we wcześniejszych pracach [14,6].
Podstacje P i R nie zostały w tym artykule
uwzględnione z kilku istotnych powodów. Jeden z
nich to ograniczenia objętościowe dotyczące edycji.
Drugi powód to taki, że specyfika i charakterystyki
obciążeń tych podstacji są zbliżone ze względu na ich
bezpośrednią współpracę przy zasilaniu tego samego
węzła komunikacyjnego. W związku z tym rezultaty i
uwagi końcowe przedstawione w niniejszym artykule
wskazują na bezcelowość realizacji bardzo pracochłonnych, licznych eksperymentów cyfrowych.
Do obliczeń wykorzystano pomiary obciążeń
trakcyjnych dokonywanych w czasie trwania szczytu
przewozowego porannego (godz. 6.00-8.00).
Dla potrzeb wspomnianej analizy ww. obciążenia
trakcyjne zostały przekształcone poprzez zmniejszenie
ich częstotliwości próbkowania z wartości 2 kHz (rzeczywista częstotliwość pomiarów) do kilku mniejszych wartości częstotliwości. Zabiegi te miały na
celu m.in. zmniejszenie pojemności danych do obróbki matematycznej. Próbkowanie 2-godzinnego szczytu
z częstotliwością 2 kHz powoduje, ze zbiór zarejestrowanych danych zawiera 1,44x107 elementów.
Konieczność ta wynikała z własności dysponowanych
przez autorów niniejszej pracy czasowego,
113
środków hardware’owych i software’owych. Zaprezentowane poniżej wyniki analiz wskazują wpływ
takiego postępowania na uzyskiwane rezultaty w zakresie parametrów modeli szeregów czasowych.
W niniejszej pracy przedstawiono wyniki badań przekształconych (przetworzonych) przebiegów
o częstotliwości 1Hz, 10Hz oraz 50Hz.
Dane do analizy dla wybranych częstotliwości
przygotowano wg dwóch procedur w każdym przypadku. Pierwszy z nich polegał na obliczeniu wartości
średnich z przedziałów czasowych wynikających
z założonych częstotliwości. Zaś w wariancie drugim
brano pod uwagę wartości maksymalne z tych samych
przedziałów.
W uprzedniej pracy autorów niniejszego artykułu [6] wykazano, iż z prawdopodobieństwem 0,95
przebieg obciążenia kolejowej podstacji trakcyjnej B
można opisać za pomocą szeregu czasowego w postaci procesu autoregresji drugiego rzędu – AR(2), lub w
postaci ogólniejszej jako proces ARIMA(2,0,0)
Model autoregresji rzędu p oznaczany symbo-
Na powyższym wykresie funkcji autokorelacji
cząstkowej jedynie dwa prążki wystają istotnie poza
zakres przedziału ufności na poziomie 0,95 (linie
przerywane). Z czego wynika, że badany szereg czasowy jest procesem drugiego rzędu i to procesem
autoregresji AR(2). Opisy matematyczne funkcji autokorelacji i autokorelacji cząstkowej podano szeroko
w pracy [6] i nie zamieszczono ich ze względu na
ograniczenia objętościowe artykułu.
Potwierdza to charakter i kształt wykresu gęstości widmowej mocy (periodogramu) obserwowanego przebiegu obciążenia podstacji B, który przedstawiono na poniższym rys.2. Podobnie jak w powyższej uwadze nie zamieszczono w artykule dość złożonego opisu matematycznego funkcji periodogramu.
lem AR(p), opisany równaniem:
xt = c1 + φ1xt-1 + φ2xt-2 + .... + φpxt-p + at
(1)
gdzie:
c1 - stała,
φn - współczynniki wagowe modelu szeregu
czasowego, n ≤p,
at - nieskorelowana zmienna losowa o rozkładzie
normalnym (0,σa2), tzw. biały szum.
Rys.2. Periodogram obciążenia podstacji
trakcyjnej B (szczyt poranny) [7].
Rys.3. Wykres skrzynkowy obciążenia prądowego
podstacji trakcyjnej B w godz. 04.00-20.00 [1,2,4].
Rys.1. Funkcja autokorelacji cząstkowej
przebiegu obciążenia
podstacji B [6].
W a rtyk u le za c h o w a n o sy m b o likę a n g lo ję zy cz n ą sto s o w a n ą w liter a tu r ze: m o d e l A R (A u to R eg r es sive m o d el – m o d e l a u to r eg r es ji), m o d e l A R I M A (A u to R eg r es sive-In te g r a ted M o vin g A v era g e m o d e l – sca łk o w a n y m o d e l a u to r eg r es ji i śr ed n iej ru ch o m ej ).
114
Na powyższym rys.3 przedstawiono wykres
skrzynkowy obciążenia prądowego podstacji trakcyjnej B w godz. 04.00-20.00. Analizowany poranny
szczyt przewozowy jest zaznaczony klamrą.
Jednym ze skutecznych sposobów oceny własności statystycznych populacji wyników pomiarów
jest wykorzystanie tzw. wykresów skrzynkowych
(Rys.3), zwanych też w literaturze polskiej jako pudełkowe lub „skrzynką z wąsami” (ang. Box-andWhisker Plot, Boxplot), których twórcą był J.W.
Tukey („Exploratory Data Analysis”, AddisonWesley,MA 1977).
Wykresy te, prócz informacji statystycznych,
pozwalają także na interpretację graficzną wyników
pomiarów.
Cechą charakterystyczną wykresów skrzynkowych jest przedstawienie w zwięzłej graficznej
postaci usytuowanie 50% wyników pomiarów ograniczonych wymiarem pionowym „skrzynki” względem
mediany (kwadrat w jej środku) i zarejestrowanych
ekstremalnych wartości pomiarowych, zwanych „wąsami”.
aproksymowanej średniej wartości obciążenia podstacji B (krzywa ciągła) na tle ciągu pomiarowego w
szczycie porannym (godz. 6.00 – 8.00).
Przypadek a)
Rys.4. Aproksymacja średniej wartości obciążenia podstacji B dla
częstotliwości 1 Hz wielomianem stopnia 16-go.
3. Analiza adekwatności modelu i jego parametrów
w świetle aproksymacji wielomianowej
Poniższa analiza dotyczy modelu wyjściowego obciążenia kolejowej podstacji B zidentyfikowanego jako model autoregresji rzędu drugiego AR(2).
Przy czym podstawowym zadaniem autorów niniejszego artykułu było wyznaczenie wartości współczynników modelu, w szczególności zaś – podobieństwa charakteru procesu na podstawie m.in. wykresów
funkcji autokorelacji cząstkowej odniesionych do
bazowego wykresu zamieszczonego na rys.1.
Zgodnie z założeniem (rozdz.2) analiza była
przeprowadzona na plikach przekształconych
(przetworzonych) przebiegów obciążenia trakcyjnego
podstacji B o częstotliwościach 1Hz, 10Hz oraz 50Hz
a do ich aproksymacji
wybrano w pierwszej
kolejności aproksymację wielomianową stopnia 16-go
oraz 32-go.
Poniżej przedstawiono stosowne przypadki
założone przez autorów do weryfikacji samej metody
badań a w szczególności efektywności aproksymacji
wielomianami wysokiego stopnia:
a. częstotliwość 1 Hz, wielomian stopnia 16-go,
b. częstotliwość 1 Hz, wielomian stopnia 32-go,
c. częstotliwość 10 Hz, wielomian stopnia 16go,
d. częstotliwość 10 Hz, wielomian stopnia 32go,
e. częstotliwość 50 Hz, wielomian stopnia 16go,
f. częstotliwość 50 Hz, wielomian stopnia 32go.
Na poniższych wykresach o numeracji parzystej (rys.4, 6, 8,10, 12 i 14) przedstawiono przebieg
Rys.5. Funkcja autokorelacji cząstkowej aproksymowanej średniej
wartości obciążenia podstacji B dla częstotliwości 1 Hz
wielomianem stopnia 16-go.
Identyfikacja przebiegu aproksymowanej średniej
wartości obciążenia podstacji B (rys.4) jako szeregu
czasowego dała w wyniku oszacowanie jej jako procesu autoregresji rzędu 1-go, AR(1) - (rys.5), którego
jeden z parametrów modelu szeregu czasowego opisanego wzorem (1) jest równy φ1 = 0,999929.
Dla potwierdzenia tego faktu przeprowadzono
eksperyment polegający na założeniu, że przebieg
powyżej aproksymowanej średniej wartości obciążenia podstacji jest modelem AR(2). W wyniku zastosowania stosownej procedury pakietu STATISTICA
uzyskano następujące wartości parametrów tego modelu: φ1 = 0,997054 oraz φ2 = 0,002943. Wartość
parametru φ2 stanowi 0,2952 % wartości parametru
φ1. Potwierdza to fakt, że poprzednie oszacowanie w
postaci modelu AR(1) jest poprawne.
Zatem dla przypadku a) występuje brak zgodności z bazowym modelem AR(2), wynikającym
115
z jego oszacowania na podstawie wyników pomiarów
obciążenia podstacji B w porannym szczycie przewozowym.
Przypadek b)
Kształt funkcji autokorelacji cząstkowej będącej wynikiem identyfikacji przebiegu aproksymowanej średniej wartości obciążenia podstacji B (rys.7)
jako szeregu czasowego dała w rezultacie oszacowanie jej jako procesu typu ARIMA (p,d,q) o niezerowych jego współczynnikach. Wyklucza to zgodność z
bazowym modelem AR(2), wynikającym z jego oszacowania na podstawie wyników pomiarów obciążenia
podstacji B w porannym szczycie przewozowym.
Warto jednak zauważyć, że aproksymowana
średnia wartość obciążenia podstacji B wielomianem
stopnia 32-go daje (z graficznego punktu widzenia)
lepsze jej przybliżenie w stosunku do wyników pomiarów obciążenia podstacji niż w przypadku aproksymacji wielomianem stopnia 16-go (rys.4 oraz 6).
Kształt funkcji autokorelacji cząstkowej
aproksymowanej średniej wartości obciążenia podstacji B dla częstotliwości próbkowania 10 Hz wielomianem stopnia 16-go świadczy, że posiada ona cechy
modelu autoregresji 1-go rzędu AR(1) – analogicznie
jak w analizowanym powyżej przypadku a) przedstawionym na rys.5. Dla rozpatrywanego przypadku c)
jeden z parametrów modelu szeregu czasowego opisanego wzorem (1) jest równy φ1 = 0,999937, co
oznacza bardzo dużą zgodność z przypadkiem a), dla
którego wartość współczynnika modelu AR(1) wynosi φ1 = 0,999929 (różnica na dwóch ostatnich miejscach).
Zatem dla rozpatrywanego przypadku (analogicznie jak w przypadku a), występuje brak zgodności
z bazowym modelem AR(2), wynikającym z jego
oszacowania na podstawie wyników pomiarów obciążenia podstacji B w porannym szczycie przewozowym.
Przypadek c)
116
Przypadek d)
Jeśli zaś zaniedbać prążki autokorelacji
cząstkowej po prążku nr 3,to wówczas estymowany
model średniej wartości obciążenia podstacji B
przyjąłby postać modelu autoregresji rzędu 3-go
AR(3), i wówczas jego współczynniki miałyby
wartości: φ1 = 0,905954, φ2 = 0,090674 oraz φ3 =
0,003372, co również jest niezgodne z bazowym
modelem AR(2), wynikającym z jego oszacowania na
podstawie wyników pomiarów obciążenia podstacji B.
Przypadek e)
Rys.10. Aproksymacja średniej wartości obciążenia podstacji B
dla częstotliwości 10 Hz wielomianem stopnia 32-go.
Rys.11. Funkcja autokorelacji cząstkowej aproksymowanej średniej wartości obciążenia podstacji B dla częstotliwości
10 Hz wielomianem stopnia 32-go.
Rozpatrywany przypadek d) charakteryzuje
się bardzo zbliżonymi cechami jak rozpatrywany powyżej przypadek b).
Podobnie jak w przypadku b) kształt funkcji
autokorelacji cząstkowej będącej wynikiem identyfikacji przebiegu aproksymowanej średniej wartości
obciążenia podstacji B (rys.11) jako szeregu czasowego sugeruje jej estymację jako procesu typu ARIMA
(p,d,q) o jego niezerowych współczynnikach.
Podobnie również jak w przypadku b) występuje niezgodność z bazowym modelem AR(2), wynikającym z jego oszacowania na podstawie wyników
pomiarów obciążenia podstacji B w porannym szczycie przewozowym.
Podobnie także jak w przypadku b) można
zauważyć, że aproksymowana średnia wartość obciążenia podstacji B wielomianem stopnia 32-go daje (z
graficznego punktu widzenia) lepsze jej przybliżenie
w stosunku do wyników pomiarów obciążenia podstacji niż w przypadku aproksymacji wielomianem stopnia 16-go (rys.8 oraz 10).
Analiza wykresów dla warunków przyjętych
dla rozpatrywanego przypadku e) prowadzi do analogicznych wniosków jak w przypadku a) oraz przypadku c).
Przypadek d) daje się zatem opisać modelem
autoregresji 1-rzędu AR(1), zaś wartość estymowanego parametru modelu wynosi φ1 = 0,999944.
Można zatem zauważyć, że niezależnie od
częstotliwości próbkowania średniej wartości obciążenia podstacji trakcyjnej B (1 Hz, 10 Hz, 50 Hz), jej
aproksymacja wielomianem stopnia 16-go powoduje
estymację tego samego modelu szeregu czasowego
autoregresji rzędu 1-go AR(1) o parametrach φ1 różniących się od siebie wartościami dopiero na 5-tym i
6-tym miejscu.
117
Przypadek f)
Analizowany przypadek f) posiada odmienne
cechy od rozpatrywanego powyżej przypadku b) oraz
przypadku d), których charakterystyki były do siebie
zbliżone.
Kształt funkcji autokorelacji a szczególnie
funkcji autokorelacji cząstkowej (rys.15) pozwala
przyjąć założenie, że średnią wartość obciążenia trakcyjnego podstacji B można opisać za pomocą modelu
autoregresji rzędu 8-go AR(8). Jednak jak przytoczono w pracach [6,7] za (Box G.E.P., Jenkins G.M.:
Analiza szeregów czasowych. Prognozowanie i sterowanie, Państwowe Wydawnictwo Naukowe, Warszawa 1983), do rzadkości należą szeregi czasowe,
których modele autoregresji są rzędu wyższego niż
AR(3).
Zakładając jednakże estymację średniej wartości obciążenia trakcyjnego podstacji B modelem
autoregresji rzędu 8-go AR(8), to wartości współczynników tego modelu są równe:
φ1 = 0,513914, φ2 = 0,251447, φ3 = 0,117132, φ4 =
0,067231,
φ5 = 0,027292, φ6 = 0,008696, φ7 = -0,002344, φ8 =
0,016628.
118
4. Wnioski i uwagi końcowe
Zaprezentowane powyżej wyniki analiz wskazują na szczególną specyfikę zmienności obciążeń
trakcyjnych, które z wielkimi trudem poddają się ocenie z zastosowaniem metody aproksymacji wielomianowej badanych szeregów czasowych.
W szczególności:
1) otwartym zagadnieniem jest wybór częstotliwości pomiaru badanego obciążenia podstacji
trakcyjnej,
2) zmiany częstotliwości badanych przebiegów
obciążeń trakcyjnych podstacji nie zmieniały
w istotny sposób ich wartości średnich - różnice nie przekraczały 4 % (pozostałych parametrów elektrycznych i statystycznych nie
brano pod uwagę na obecnym etapie badań),
3) przy wyższych częstotliwościach badanych
przebiegów obciążeń trakcyjnych podstacji
pojawia się zjawisko niestabilności wielomianów aproksymacyjnych,
4) ze wzrostem częstotliwości analizowanych
przebiegów pojawiają się znaczne różnice w
kształcie funkcji autokorelacji cząstkowych w
odniesieniu do autokorelacji cząstkowej będącej wynikiem oszacowania rzędu autoregresji
AR(2) szeregu czasowego wynikającego z
analizy pierwotnego pomiaru (2 kHz)w
szczycie 2-godzinnym podstacji B (vide
rys.l);
5) prognozowanie zmienności obciążeń trakcyjnych nawet dla krótkich odcinków czasowych
nie jest jeszcze możliwe na obecnym etapie
badań.
Wobec niesatysfakcjonujących rezultatów zastosowania aproksymacji wielomianowej, jak to wynika
z przestawionych przykładów, istnieje konieczność
poszukiwania bardziej skutecznej metody aproksymacji dla uzyskania możliwie optymalnej zgodności z
procesem autoregresji rzędu drugiego AR(2).
Kontynuacja badań powinna doprowadzić do
sformułowania takich procedur, które pozwolą
z zadawalającą dokładnością określać spodziewaną
zmienność obciążeń podstacji trakcyjnych.
Dzięki temu będą istniały uzasadnione podstawy
m.in. dla:
1) doskonalenia metod projektowych celem bardziej precyzyjnego (optymalnego) doboru
urządzeń przetwórczych (zespołów prostownikowych) rozdzielczych i zabezpieczających
dla podstacji trakcyjnych,
2) dla podejmowania uzasadnionych decyzji o
sposobie zakupu energii elektrycznej dla potrzeb trakcyjnych,
3) dla projektantów i konstruktorów nowych generacji urządzeń wyposażenia podstacji trakcyjnych, parametrach znamionowych bardziej
dostosowanych do charakteru zmienności obciążeń trakcyjnych,
4) dla zespołów ekspertów tworzących nowe
przepisy (normy, standardy, procedury), z zakresu znamionowania urządzeń dla wyposażenia podstacji trakcyjnych.
Literatura
[1] Drapik S., Kobielski A., Prusak J.: Selected issues of
traction substation load variability. [w] Modern Electric Traction. Power Supply (red. K. Karwowski, A.
Szeląg), Chapter 5, Gdansk University of Technology,
Gdańsk 2009.
[2] Drapik S., Kobielski A., Prusak J.: Wybrane aspekty
zmienności obciążeń kolejowych podstacji trakcyjnych. 9th International Conference MET ‘2009,
Gdańsk, September 24-26, 2009, Poland, str. 171.
[3] Drapik S., Kobielski A., Prusak J.: Wybrane aspekty
zmienności
obciążeń
kolejowych
podstacji
trakcyjnych. Technika Transportu Szynowego (tts), nr
4/2010.
[4] Drapik S., Kobielski A., Prusak J.: Fluktuacja
obciążeń podstacji trakcyjnych w ujęciu teorii
szeregów
czasowych.
Technika
Transportu
Szynowego (tts), nr 7-8/2010.
[5] Kobielski A., Prusak J., Popczyk M.: Ocena procedur
pomiarowych na przykładzie zmienności kolejowych
obciążeń trakcyjnych. [w] Czasopismo Techniczne –
Elektrotechnika, nr 1-E/2009, zeszyt 15, rok 106,
Wydawnictwo Politechniki Krakowskiej.
[6] Drapik S., Kobielski A., Prusak J.: Analiza zmienności
obciążeń trakcyjnych w ujęciu szeregów czasowych.
XIV Konferencja Naukowa Trakcji Elektrycznej
SEMTRAK 2010, Zakopane, październik 2010, str.27.
[7] Drapik S., Kobielski A., Prusak J.: Analiza zmienności
obciążeń trakcyjnych w ujęciu szeregów czasowych.
[w] Czasopismo Techniczne – Elektrotechnika,
Wydawnictwo Politechniki Krakowskiej (w druku).
119
Zofia Wróbel
PKP-Polskie Linie Kolejowe S.A
Zakład Linii Kolejowych w Rzeszowie
Modelowanie kabli w analizie zwarć i przepięć pochodzenia
atmosferycznego w sieciach trakcyjnych i urządzeniach
sterowania ruchem kolejowym
W artykule omówiono elementy składowe modelu matematycznego opisującego
przyjęty do analizy układ sieci trakcyjnej z położonym równolegle do szyn kablem. W
tym celu opracowano modele elementów układu: sieć trakcyjna, sieć szynowa, kabel,
słup, izolator, odgromnik. Wymienione elementy analizowanego układu zgrupowano
w postaci czwórników typu Π tworząc modele czwórników reprezentujące odcinek
sieci trakcyjnej. Analizę prowadzono w programie LTSPICE.
1. Wprowadzenie
Specyficzne warunki pracy, sieci kablowej
urządzeń sterowania ruchem kolejowym (srk) powodują, że jest ona narażona na wpływ różnych czynników zewnętrznych. Mogą one być przyczyną zakłóceń w pracy tych urządzeń [1,2,3]. Ma to szczególne
znaczenie dla linii zasilanych trakcją elektryczną ze
względu na niebezpieczeństwo porażenia elektrycznego przy obsłudze, jak również w przypadku uszkodzenia izolacji, galwanicznego oddziaływania linii i
urządzeń trakcji elektrycznej [4,5].
Złożoność problematyki związanej ze zwarciami i przepięciami pochodzenia atmosferycznego w
urządzeniach srk jest uwarunkowana wieloma czynnikami:
- znaczną rozległością obszarową,
- wzajemnym oddziaływaniem obwodów i urządzeń
wysoko i niskonapięciowych przy różnych systemach
zasilania
-wspólnym prowadzeniem kabli zasilających, sygnałowych, sterujących i telekomunikacyjnych
-złożonością i wzajemnym powiązaniem podsystemów, w tym urządzeń różnych generacji
-możliwością jednoczesnego oddziaływania zaburzeń
z wielu źródeł.
2.1. Model sieci trakcyjnej
Analiza zagrożeń urządzeń srk powodowanych zwarciami i przepięciami pochodzenia atmosferycznego w sieci trakcyjnej wymaga opracowania
modelu uwzględniającego parametry R, L, C i ich
zmienności w funkcji częstotliwości. W analizie
uwzględniono, że jest to obwód o parametrach rozłożonych. Ogólny schemat przyjętego do obliczeń odcinka sieci zasilającej i powrotnej przedstawiono na
rysunku 1 [5].
Dla pasma częstotliwości uwzględnianego w
tego rodzaju analizach, rzędu kilku kHz, sieć trakcyjna odpowiadająca długości odcinka między podstacjami ma długość porównywalną z długością ćwierćfali. Zgodnie z danymi przedstawionymi w pracy [5],
jeżeli długość zastępczego czwórnika sieci trakcyjnej
nie przekracza 3% długości fali, to błąd takiego modelu jest mniejszy niż 2,5%. Dla przyjętej do analizy
częstotliwości 10 kHz długość czwórnika spełniającego ten warunek wynosi 900 m. W utworzonym modelu obliczeniowym jako długość modelowanego odcinka przyjęto odległość między dwoma słupami sieci
trakcyjnej tj. 72 m.
2. Modelowanie układu
W opracowaniu układu do analizy założono,
że ma on umożliwić analizę zwarć i przepięć pochodzenia atmosferycznego. W tym celu opracowano
modele elementów układu: sieć trakcyjna, sieć szynowa, kabel, słup, izolator, odgromnik. Podzielenie
układu na odcinki o długości 72 m pozwala na dokładniejsze modelowanie oraz obserwowanie wyników analizy w dowolnie wybranych punktach.
Rys. 1. Model impedancyjno – admitancyjny odcinka toru [5]
120
Wyznaczone dla odcinka sieci trakcyjnej (rys. 2)
o długości 72 m, parametry z pomiarów [5], przy
uwzględnieniu częstotliwościowo zależnej charakterystyki parametrów przewodów wynosiły: R1 = 5,04
mΩ, L1 = 97,35 µH, R2 = 16,45 mΩ, L2 = 12,39 µH, R3
= 118,34 mΩ, L3 = 4,19 µH, C0 = 2,32 nF [5].
Rys. 2. Czwórnik jako element modelu sieci trakcyjnej
uwzględniający zmienność parametrów w funkcji częstotliwości
[5]
2.2. Sieć szynowa i parametry elektryczne toru
Parametry szyn wyznaczone na podstawie
wyników pomiarów zamieszczonych w [5] dla długości odcinka 72 m wynosiły (rys. 3): R1 = 0,576 Ω, L1 =
0,0576 mH, G12 = 0,115 S, C12 = 1,44 µF. W podobny sposób wyliczono parametry zastępcze czwórnika
opisującego odcinek sieci szynowej przy uwzględnieniu ich zmienności w funkcji częstotliwości (szyna 1
): G1 = 6,24 mS, C1 = 3,98 µF, G2 = 6,07 mS, C2 =
0,37 mF, G3 = 13,3 mS, C3 = 5,94 µF, G4 = 0,305 S,
C4 = 3,06 µF [11].
Takie same wartości przyjęto dla drugiego
czwórnika połączonego z szyną 2. Uwzględniono
również połączenia wyrównawcze pomiędzy szynami,
co około 300 m.
i długości kabla 200 m jako: RKz = RKp = 3 Ω, LKz =
LKp = 0,13 mH, CKz = CKp = 0,4 µF. Model ten
przyjęty do obliczeń jako czwórnik może być
rozbudowywany w dalszych symulacjach.
Rys. 4. Uproszczony schemat podstacji trakcyjnej i połączeń
kablowych [6]
2.4. Słupy
W analizie zwarć i przepięć pochodzenia atmosferycznego, model słupa może być realizowany
jako szeregowe połączenie indukcyjności i rezystancji. Zakładając indukcyjność jednostkową L 0 = 1,67
[µH/km] wyznaczoną z zależności:
L = 0,2 µ r
2h
[µH/km ]
r
(1)
gdzie: µr- przenikalność magnetyczna względna
h - wysokość słupa
r - promień zastępczy słupa
przyjęto indukcyjność słupa L = 20,28 µH , a rezystancję uziemienia słupa jako R = 10 Ω. Jako uszynienie słupa przyjęto indukcyjność L = 5 µH [7].
2.5. Odgromniki i iskierniki
Rys. 3. Schemat odcinka toru kolejowego z uwzględnieniem
wpływu ziemi [5]
2.3. Model podstacji
Jako model podstacji (rys. 4) przyjęto parametry uwzględniające: napięcie podstacji Up = 3450 V,
indukcyjność podstacji i systemu zasilania Lp = 4,774
mH [6]. Parametry kabla powrotnego i zasilającego
wprowadzono, zgodnie z wynikami pomiarów zamieszczonymi w pracy [6], dla częstotliwości 10 kHz
W analizie jako model izolatora uwzględniono w modelu słupa wyłącznik sterowany napięciem
90 kV. Model odgromnika rożkowego wprowadzono
natomiast jako wyłącznik sterowany napięciem o
wartości napięcia przeskoku 12 kV i powietrznej przerwie o rezystancji 100 MΩ [7,8].
Odgromniki rożkowe, stosowane do ochrony
sieci trakcyjnej, są instalowane co 1200 m lub 600m
(dla terenów o dużej intensywności burzowej, więcej
niż 30 dni). W analizie uwzględniono odległości 600
m.
3. Model czteroprzewodowej wzajemnie sprzężonej
linii długiej
Wyznaczenie parametrów L i C linii długiej
37-o żyłowego kabla YKSY(żo) dla przyjętych parametrów jednostkowych i przy zastosowaniu równań
analizy obwodów elektrycznych omówiono w [9]. W
referacie oddziaływanie pomiędzy siecią trakcyjną,
szynami i kablem do urządzeń srk uwzględniono (rys.
5) stosując model czteroprzewodowej wzajemnie
121
sprzężonej linii długiej z wykorzystaniem źródeł
sterowanych w programie LTSPICE [10]. W tego
rodzaju analizie kabel wielożyłowy dla uproszczenia
jest zamodelowany jako pojedynczy przewód [11].
Do analizy przyjęto parametry geometryczne,
jak rysunku 5. Długość odcinków odpowiada
odległości pomiędzy słupami trakcyjnymi i wynosi 72
m. W przyjętym układzie kabel jest umieszczony na
powierzchni ziemi w odległości 1,5 m od osi toru.
Rys. 7. Model wzajemnie sprzężonej czteroprzewodowej linii
długiej z wykorzystaniem źródeł sterowanych [10]
Rys. 5. Model wzajemnie sprzężonej linii długiej dla dwóch
przewodów umieszczonych w ośrodku jednorodnym [10]
Symulację prowadzono dla układu składającego się z 178-u sekcji, dających model linii o długości 12,82 km. Model linii bezstratnej ze sprzężeniami
uzupełniono o straty podłużne jak (w pkt 2.1 i 2.2)
umieszczone w węzłach między sekcjami linii. Do
uwzględnienia sprzężeń pomiędzy poszczególnymi
przewodami wprowadzono przedstawiony na rysunku
7 model wzajemnie sprzężonej czteroprzewodowej
linii długiej z wykorzystaniem źródeł sterowanych
[10]
i (t ) = AI p t 3 exp(−t / τ )
(2)
z parametrami wynoszącymi: A = 0,01243 (µs)-3;
τ = 3,911µs.
Pj
Rys. 7. Przebieg udaru prądowego 8/20 µs, Ip=25 kA [14]
S1
S2
K
Rys.6. Widok poprzeczny sieci trakcyjnej i torów z pobliskim
kablem
Do symulacji przepięć pochodzenia atmosferycznego przyjęto wymuszenie w postaci udaru prądowego 8/20 µs, jak na rysunku 8. Dla celów symulacji komputerowych oraz do projektowania generatorów udarów podawane są zależności matematyczne
definiujące parametry i kształty impulsów [12]. Impuls prądowy 8/20 µs może być przybliżony zależnością:
122
Poziomy odporności na udary urządzeń srk są określone w normie PN-EN50121-4, 2002(U) [15]. Modelowanie i analiza zwarć w opracowanym układzie
wymaga znacznie dłuższego (około 60 ms) czasu
obserwacji. Zwiększa to w znaczący sposób plik wynikowy. Realizowano ją poprzez doprowadzanie idealnego źródła zwarcia. Otrzymywane charakterystyki
mogą być przybliżone zależnością [16]:
t
−
E
i = (1 − e T )
R
(3)
gdzie: E - napięcie źródłowe
R – rezystancja obwodu
T – stała czasowa obwodu
L
.
R
Poniżej przedstawiono przykładowe przebiegi
z modelowania propagacji sygnałów napięciowych
dla wymuszenia w postaci fali prądowej 8/20 µs (I
max= 25 kA). Do analizy modele elementów przyjętego układu zgrupowano w postaci czwórników typu Π
tworząc dwa modele czwórników zawierające odcinek
sieci trakcyjnej i toru o długości 72m oraz:
1 - słup z izolatorem
2 - słup z odgromnikiem rożkowym.
Przyjęto odcinek zawierający 178 czwórników. Źródło zwarcia doprowadzono do czwórnika 93
realizując zwarcie pomiędzy szyną i kablem:
Poniżej przedstawiono wybrane przebiegi napięć dla słupa z doprowadzonym udarem (linia ciągła)
i dwóch kolejnych słupów (linia przerywana i kropkowa) w miejscu ich połączenia z wyłącznikiem. Na
kolejnym rysunku 9 zamieszczono przebiegi napięć
dla tych samych słupów w miejscu połączenia z szyną.
5. Podsumowanie
W referacie omówiono elementy składowe
modelu matematycznego opisującego przyjęty do
analizy układ sieci trakcyjnej z położonym równolegle do szyn w odległości 1,5 m od osi toru kablem.
Wprowadzono model wzajemnie sprzężonej linii długiej. Zbudowany model sieci złożony został z elementów opisanych w punkcie 2 i może reprezentować
odcinek sieci trakcyjnej o dowolnej długości. Zawarte
elementy składowe wprowadzone w postaci czwórników można rozbudowywać lub uzupełniać o kolejne
w zależności od rodzaju stosowanych elementów
rzeczywistego układu.
5. Wnioski
Ocena zagrożeń urządzeń srk powodowanych
zwarciami i przepięciami pochodzenia atmosferycznego w sieciach trakcyjnych wymaga prowadzenia
pomiarów i dokładnych analiz rozpływu prądów i
spadków napięć w elementach konstrukcyjnych i instalacyjnych analizowanych urządzeń. Zastosowanie
programu LTSPICE znacznie ułatwia skomplikowaną
analizę oraz ocenę zachodzących zjawisk. Rozeznane
możliwości programu mają charakter poznawczy i
zostaną wykorzystane do dalszej analizy i oceny zagrożeń elementów zasilania urządzeń kolejowych.
Literatura
1.
Rys. 8. Przebiegi napięć dla modelu wzajemnie sprzężonej linii
długiej na słupie, do którego doprowadzono udar o kształcie 8/20
µs i wartości maksymalnej 25 kA (linia ciągła) oraz kolejnych
słupach w odległości 72 m (linia kreskowana) i 144m (linia kropkowana)
2.
3.
4.
5.
6.
Rys. 9. Przebiegi napięć dla słupów z rys. 8 w miejscu połączenia
z szyną
A. Kulawiak, B. Kabacińska, A Kaźmierczak–”Analiza
stanu i ocena ochrony przeciwprzepięciowej urządzeń
srk na sieci PKP. Etap 1. Przygotowanie zbioru dokumentacji najczęściej uszkadzanych urządzeń srk”.
Wersja 2, 4036/20. CNTK, Warszawa, 2003
A. Kulawiak, B. Kabacińska, A. Kaźmierczak – ”Analiza stanu i ocena ochrony przeciwprzepięciowej
urządzeń srk na sieci PKP. Etap 2. Analiza uszkodzeń
urządzeń srk spowodowanych przepięciami”. Wersja
2. Nr 4036/20. CNTK, Warszawa, 2003
M. Laskowski, A. Kulawiak – "Ochrona przeciwprzepięciowa i przeciwporażeniowa w urządzeniach srk z
elementami elektronicznymi”. Praca CNTK, 1002/24,
Warszawa 1994
M. Laskowski, R. Malesa, Z. Wróbel i inni –
"Określenie istniejących poziomów zakłóceń elektromagnetycznych w ruchomych i stacjonarnych obiektach kolejowych”. Praca CNTK (Zakład Telekomunikacji) nr 1049/24, Warszawa 1997
A. Szeląg – "Zagadnienia analizy i projektowania
systemu trakcji elektrycznej prądu stałego z zastosowaniem technik modelowania i symulacji". Prace Naukowe, Elektryka z. 123, Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej, Warszawa 2002
A. Białoń, A. Kaźmierczak, W. Zając – "Opracowanie
dopuszczalnych parametrów zakłóceń dla urządzeń
srk, łączności i pojazdów trakcyjnych”. Sprawozdanie
końcowe. Praca 6915/23, CNTK, Warszawa 1999
123
7.
8.
9.
124
Z. Wróbel – "Computer modelling of lightning
discharge threat to railway installations", MODERN
ELECTRIC TRACTION. POWER SUPPLY. Edited by
Krzysztof Karwowski, Adam Szelag, Gdansk
Uniwersity of Technology, Faculty of Electrical and
Control Engineering. Gdańsk 2009
Z. Wróbel, R. Ziemba – "Computer modelling of the
railway electric traction cused by fast surges",
MODERN
ELECTRIC
TRACTION.
POWER
SUPPLY. Edited by Krzysztof Karwowski, Adam
Szelag, Gdansk Uniwersity of Technology, Faculty of
Electrical and Control Engineering. Gdańsk 2009
Z. Wróbel – "Zastosowanie modelu kabla
wielożyłowego w analizie zagrożeń urządzeń
sterowania ruchem kolejowym", Politechnika
Krakowska im. Tadeusza Kościuszki, Wydział
Inżynierii Elektrycznej i Komputerowej; XIV
Ogólnopolska
Konferencja
Naukowa
Trakcji
Elektrycznej,
VI
Szkoła
Kompatybilności
Elektromagnetycznej w Transporcie, Zakopane,
październik 2010, 373-382
10. Paul R. Clayton - "Introduction to Electromagnetic
Compatibility". John Wiley & Sons, Inc. Published by
John Wiley & Sons, Inc., Hoboken, New Jersey.
Published simultaneously in Canada, 2006
11. A. S. Ahmad, T. Aka-Ngnui – "Lightning induced
voltage on telephone cables and power systems",
International Conference on Power Systems Transients
(IPST’07) in Lyon, France on June 4-7, 2007
12. PN-EN
61000-4-5,
(1998)
–Kompatybilność
elektromagnetyczna (EMC). Metody badań i
pomiarów . Badania odporności na udary
13. PN-EN50121-4, 2002(U) –Zastosowania kolejowe.
Kompatybilność elektromagnetyczna Część 4, Emisja i
odporność na zakłócenia urządzeń sygnalizacji i
telekomunikacji
14. L. Mierzejewski, A. Szeląg, M. Gałuszewski –"System
zasilania trakcji elektrycznej prądu stałego",
Wydawnictwa Politechniki Warszawskiej, Warszawa,
1989
Zygmunt Giziński
Marcin Gąsiewski
Paweł Giziński
Marcin Żuławnik
Instytut Elektrotechniki, Zakład Trakcji Elektrycznej
Zasobnikowe układy zasilania w pojazdach trakcyjnych
W niniejszym artykule znajdują się wyniki badań układu zasobnika kondensatorowego przeprowadzone przez Zakład Trakcji Elektrycznej Instytutu
Elektrotechniki w Warszawie. Superkondensator wraz z systemem sterowania
został zaprojektowany, wykonany i zabudowany na trzech pojazdach trakcyjnych: trolejbusie Jelcz PR110 z napędem asynchronicznym w Lublinie,
trolejbusie Jelcz M121E z napędem prądu stałego w Kownie oraz w tramwaju
116N również z napędem prądu stałego, który jest eksploatowany w Warszawie.
W każdym z tych trzech przypadków została potwierdzona celowość zastosowania zasobnika.
1. Wstęp
Rozwój technologii produkcji kondensatorów
dużej pojemności doprowadził do opracowania ogniw
3000F przy napięciu 2,5÷2,7V.
Z takich ogniw budowane są moduły na
napięcie 54÷390V o pojemności 150F÷18F.
Łączenie szeregowe takich modułów przy
zastosowaniu zabezpieczeń napięciowych zapobiegających przekroczeniu maksymalnej wartości napięcia ogniw ok. 2,8V umożliwia wykonanie zasobników
energii na napięcie 750÷780V dla pojazdów komunikacji miejskiej.
Energia użyteczna takich zasobników wynosi
ok 2MJ.
Możliwość wykorzystywania pełnej wartości
energii użytecznej zasobnika podczas rozruchu i
hamowania pojazdu jest zależne od sposobu dystrybucji tej energii podczas jazdy pojazdu.
Wykorzystanie całej energii użytecznej zasobnika kondensatorowego możliwe jest w systemie regulacyjnym opracowanym i wdrożonym przez
Instytut Elektrotechniki (Patent).
Instytut Elektrotechniki prowadzi prace nad
zastosowaniem kondensatorowych zasobników energii od ponad 5 lat. Prace te doprowadziły do opracowania i wdrożenia zasobnikowych układów dla
następujących pojazdów:
− układ dla trolejbusu Jelcz PR110 z napędem
falownikowym AC-165kW i zasobnikiem
8,9F – 780V dla MPK Lublin – 2007r.
− układ dla trolejbusu Jelcz M121E z napędem
silnikiem DC120kW i zasobnikiem 8,9F –
780V dla Autrolis w Kownie – 2008r.
− układ dla tramwaju 116N z napędem DC
4x50kW z zasobnikiem 10F – 760V dla
Tramwajów Warszawskich – 2009r.
−
−
kontenerowy zasobnik sieciowy 8,9F – 780V
dla tramwajowej linii wybiegowej Tramwajów Elbląskich w Elblągu – 2010r.
podstacyjny zasobnik 10F – 760V dla sieci
trolejbusowej PKT Gdynia – 2011r.
2. Kondensatorowe zasobniki energii
Najbardziej popularne zasobniki – baterie elektrochemiczne (akumulatory) przy dobrych parametrach
energetycznych niestety mają szereg wad np.: duża
masa, stosunkowo niska wydajność prądowa, krótka
żywotność. Jednym z ostatnich osiągnięć dających
możliwości
do
gromadzenia
energii
jest
superkondensator. Łączy on w sobie cechy akumulatorów oraz zwykłych kondensatorów, a swoje zalety
zawdzięcza bardzo dużej pojemności, nawet kilku
tysięcy faradów! Napięcie maksymalne pojedynczego
kondensatora nie przekracza 2,7V i dlatego trzeba je
łączyć w stosy szeregowe.
Firmy, które zajmują się produkcją superkondensatorów oferują gotowe moduły połączonych
szeregowo ogniw z wyrównywaniem napięć na poszczególnych celkach, co umożliwia wykorzystanie zasobnika jako gotowego podzespołu.
Superkondensatory produkowane są obecnie
przez szereg firm i dostarczane w blokach modułowych:
− Maxwell
390V - 17,8F
− Batscap
54V
- 150F
− LS Mtron
190V - 41,7F
Z modułów takich budowane kondensatorowe
zasobniki energii dla pojazdów komunikacji miejskiej.
125
Zestawienie porównawcze baterii kondensatorowych
Tab. 1
Parametry
MAXWELL
2x HTM390
BATSCAP
14x M54V150F
LS MTRON
4x LS 190V/41.7F
Znamionowe napięcie pracy
780V
756V
760V
Znamionowa pojemność
8.9F
10.7F
10.4F
Oporność szeregowa DC
~130mΩ
~56mΩ
~115mΩ
Energia zasobnika
752Wh
849Wh
834Wh
Dostępna energia
(Uzn ÷ ½ Uzn)
564Wh
634Wh
625Wh
Emax. odniesiona do masy
2.28Wh/kg
3.57Wh/kg
2.00Wh/kg
Żywotność
>1 000 000 cykli
>1 000 000 cykli
>1 000 000 cykli
Min. temperatura pracy
-40ºC
-30ºC
-40ºC
Max. temperatura pracy
+65ºC
+60ºC
+65ºC
Stopień IP
IP65
IP65
IP65
Masa
~330kg
~238
~416kg
Parametry katalogowe modułów kondensatorowych LS Mtron
Tab. 2
Parametry
LS 190V/41.7F
Maksymalne napięcie pracy
190V
Znamionowa pojemność
41.7F
Tolerancja pojemności
b.d.
Oporność szeregowa DC
28.8mΩ
Oporność szeregowa 100Hz
b.d.
Dostępna energia od Uzn do ½
Uzn
Energia max. odniesiona do
masy
Energia max. odniesiona do
objętości
2.01Wh/kg
Maksymalny prąd ciągły
150A
Maksymalny prąd
400A (~10 sec.)
Żywotność
>1 000 000 cykli
Napięcie izolacji AC
5 250V
Minimalna temperatura pracy
-40°C
Maksymalna temperatura pracy
+65°C
Stopień IP
IP65
Masa
104kg
Wymiary (długość / szerokość /
wysokość)
918 / 453 / 238mm
126
156.81Wh
2.11Wh/l
W trolejbusach zastosowaliśmy po dwie
szeregowo połączone baterie firmy Maxwell 390V –
17,8F a w tramwaju 116N 4 szeregowo połączone
baterie f-my LS Mtron 190V – 41,7F.
3. Energia rekuperacji pojazdów
Głównym kryterium doboru energii użytecznej
zasobnika kondensatorowego jest akumulacja energii
kinetycznej pojazdu podczas hamowania. Dla
warunków komunikacji miejskiej można przyjąć
kryterium akumulacji energii przy hamowaniu z
prędkości 50km/h pojazdu średnio zapełnionego.
Podczas
hamowania
w
tramwajach
wieloczłonowych o masie 30÷40Mg osie toczne
hamowane są za pomocą hamulców mechanicznych
pochłaniających od 0,2÷0,3 energii kinetycznej
tramwaju.
Jednocześnie można założyć, że ok. 25÷30%
energii hamowania mogą odebrać inne pojazdy
znajdujące się na tym samym odcinku zasilania.
Możliwa do rekuperacji energia pomniejszona jest o
opory ruchu i sprawność układu przetwarzania.
Sumaryczną sprawność można określić na
ok. 0,80÷0,85.
Zasobnik kondensatorowy powinien być dobrany
zgodnie z normami na maksymalną wartość napięcia
sieci trakcyjnej – 720V i minimalną wartość – 400V.
Energia zasobnika wynosi więc ok. 180kJ/1F, czyli
ok. 0,07kWh/1F.
Zestawienie energii rekuperacji dla poszczególnych pojazdów
Tab. 3
l.p.
Pojazd
Masa
własna
[Mg]
Obciążenie
[Mg]
Energia
kinetyczna
[kWh]
Energia
rekuper.
[kWh]
Pojemność
“C”
[F]
1
Trolejbus
12
6
0,43
0,36
5,2
17
10
0,72
0,61
8,7
30
15
1,2
1,00
14,3
30
15
0,8
0,68
10,0
40
18
1,55
1,32
19,0
40
18
1,04
0,88
11,0
2
3
3a*
4
4a*
Tramwaj
czteroosiowy
Tramwaj
trójczłonowy
Tramwaj
trójczłonowy 0,75
Tramwaj
pięcioczłonowy
Tramwaj
pięcioczłonowy 0,75
* 25% energii zwrócona jest do sieci trakcyjnej lub tracona w hamulcach mechanicznych
Przedstawione w tabeli 3 wartości niezbędnej pojemności zasobnika powinny być skorygowane
koniecznością zmniejszenia maksymalnej wartości
prądu pobieranego z sieci trakcyjnej podczas rozruchu
a także maksymalną wartością prądu obciążenia kondensatorów ciągła i krótkotrwała.
4. Układ regulacyjny pojazdu z kondensatorowym zasobnikiem energii
Schemat ideowy układu elektrycznego pojazdu
napędzanego silnikami prądu stałego lub asynchronicznymi z kondensatorowym zasobnikiem energii
oraz przekształtnikami regulującymi dystrybucję
energii zasobników pokazana jest na rys 1
Rys. 1
Uz
Rz
WS
Po
Pc
Rc
PT
F
RH
Iz
In
Ic*
Działanie układu regulacyjnego
Dla wykorzystania pełnej energii użytecznej
zasobnika odpowiadającej różnicy energii kondensatorów dla maksymalnego napięcia Un i minimalnej
dla napięcia 0,5 Un zastosowano specjalny system
dystrybucji energii zasobnika (Patent IEL).
System ten uwzględnia prędkość pojazdu –
zmienną wartość napięcia sieci trakcyjnej, maksymalną żądaną wartość prądu sieci trakcyjnej, maksymalną dopuszczalną krótkotrwale wartość prądu kondensatorów, a także wymaganą dla pojazdów trakcyjnych maksymalną wartość momentu hamującego
silników podczas hamowania z dużych prędkości.
Schemat układu napędowego pojazdu z silnikiem DC / AC
– napięcie sieci trakcyjnej
– rezystancja sieci (przyjęto do obliczeń 0,1? )
– wyłącznik szybki
– przekształtnik hamowania rekuperacji
– przekształtnik zasobnika kondensatorowego
– rezystancja zasobnika kondensatorowego (przyjęto do obliczeń 0,15? )
– przekształtnik DC/DC – dla silnika prądu stałego
– falownik DC/AC - dla silnika asynchronicznego
– opornica hamowania
– prąd sieci trakcyjnej
– prąd przekształtnika napędu
– prąd zasobnika kondensatorowego odbierany lub przekazywany do napędu
127
Rozruch pojazdu
Przekształtniki PT lub F regulują wartość
prądu silników. Prąd pobierany przez napęd narasta
liniowo osiągając wartość maksymalną równą sumie
prądów rozruchu silników przy prędkości znamionowej pojazdu.
Przekształtnik PC reguluje wartość prądu Ic*
dostarczonego do napędu wspomagając sieć
trakcyjną. Dla Uc<Uz przekształtnik PC podwyższa
wartość napięcia dostarczanego do napędu aż do
rozładowania kondensatorów do Ucmin. Ograniczając
maksymalną wartość prądu pobieranego z sieci
trakcyjnej.
Przykładowy przebieg takiej regulacji dla
trolejbusu z napędem silnikami DC – 120KW
pokazany jest na rys 2.
Hamowanie
Podczas hamowania dla uzyskania dużej
wartości momentu silników napięcie filtru wejściowego UCF otrzymywane jest na poziomie wyższym
niż wartość napięcia sieci trakcyjnej UCF=700÷750V.
Wartość prądu zwracanego do sieci trakcyjnej i
zasobnika kondensatorowego regulowane są przekształtnikami PO i PC.
Zastosowany system regulacyjny ma za zadanie dostarczenie do zasobnika energii zapewniające
naładowanie kondensatorów do maksymalnej dopuszczalnej wartości napięcia.
Przykładowy przebieg hamowania trolejbusu
z prędkości 55km/h pokazane są na rys 2.
Energia zwrócona przez napęd wynosi ok 1700kWs
Energia zgromadzona w zasobniku wynosi ok
1570kWs
Energia zwrócona do sieci trakcyjnej wynosi ok
12kWs
dla rozruchu do prędkości V = 60km/h otrzymujemy:
droga rozruchu pojazdu
Lr = 200m
energia pobrana z zasobnika
Ecr = 1540kWs
energia pobrana z sieci zasilającej Ezr = 1425kWs Rys. 2 Rozruch i hamowanie trolejbusu
energia pobrana do napędu
Enr = 2872kWs (silnik DC, To – sterowany, m=10+6Mg, L=520m, C=8F, Uz=650V,
Uco = 740V, Irmax = 320A, Ihmax = 250A)
dla hamowania z prędkości V = 55km/h otrzymujemy: Oznaczenia:
droga hamowania pojazdu
Lh = 117m
Uz
Ucf
energia zgromadzona w zasobniku Ech = 1540kWs
Uc
energia pobrana z napędu
Enh = 1664kWs
Uc*
energia oddana do sieci zasilającej Ezh = 49kWs
Iz
Ehh = 0kWs
energia stracona w RH
In
Energia pobrana przez napęd wynosi ok 2900kWs
Energia pobrana z zasobnika wynosi ok 1570kWs
Energia pobrana z sieci trakcyjnej wynosi ok 1450kWs
128
Ic*
Ih
L
V
– napięcie kondensatora filtru
– napięcie kondensatora zasobnika
– napięcie zasobnika
– prąd zespołu napędowego
– prąd przekształtnika zasobnika
– prąd rezystora hamowania
– droga pojazdu
– prędkość pojazdu
5. Badania ruchowe i eksploatacyjne zrealizowanych układów
5.1. Trolejbusy
Dla Kowna dla trolejbusu Jelcz M121 z napędem silnikiem DC=120kW wykonano i dostarczono
zasobnik 8,9F-780V wraz z układem regulacyjnym.
Dla MPK Lublin wykonano i zbadano
trolejbus Jelcz PR110 z zasobnikiem napędzanym
silnikiem AC165kW kondensatorowym 8,9F-780V
oraz dodatkowo z zasobnikiem akumulatorowym ok
6kWh umożliwiającym przejazd odcinka 2÷3km bez
zasilania z sieci trakcyjnej.
Oznaczenia:
SL
PT
S
RH
CF
Po
PC
C
PB
B
Styczniki liniowe
Przekształtnik trakcyjny DC/DC (lub falownik)
Silnik trakcyjny prądu stałego DC (lub asynchroniczny
AC)
Opornik hamowania
Kondensator filtru
Przekształtnik odzysku energii do sieci trakcyjnej
Przekształtnik zasobnika kondensatorowego
Zasobnik kondensatorowy
Przekształtnik zasobnika akumulatorowego
Zasobnik akumulatorowy
Rys.3 Schemat blokowy obwodu głównego z zasobnikami
kondensatorowym i akumulatorowym
(Dla Autrolis Kowno schemat jest podobny tylko bez
baterii akumulatorów)
Przykładowe przebiegi wielkości elektrycznych pokazane są na rys 4-6
Badania ruchowe i eksploatacyjne trolejbusów z
kondensatorowym zasobnikiem energii 8.9F, 780V
wykonano:
a) W Lublinie z falownikowym układem napędowym o mocy silnika 165kW w okresie
czerwiec – październik 2007 roku. Trolejbus
podczas prób obciążony był dodatkową masą
8Mg. W MPK wykonano również badania z
dodatkowym akumulatorowym zasobnikiem
energii.
b) W Kownie z przekształtnikowym (DC/DC)
układem regulacyjnym o mocy silnika
120KW w okresie lipiec – wrzesień 2008 roku i przekazano trolejbus do normalnej eksploatacji.
Przykładowe przebiegi napięć i prądów dla jazdy
trolejbusu z zasobnikiem kondensatorowym pokazane
są na oscylogramach 1 ÷ 3.
Oscylogram osc.1 przedstawia przebiegi dla jazdy
bez kondensatorowego zasobnika energii. Maksymalna prędkość trolejbusu wynosiła ok. 50km/h.
Średnia wartość prądu silnika (IS) podczas rozruchu
wynosi ok. 345A. Prąd pobierany z sieci trakcyjnej
(IZ) narasta liniowo i osiąga wartość ok. 350A przy
prędkości ok. 36km/h. Energia pobrana z sieci
trakcyjnej podczas rozruchu wynosi ok. 0,2kWh, a dla
jazdy do V = 45km/h wynosi ok. 0,3kWh. Podczas
hamowania energia kinetyczna trolejbusu wytracana
była w opornicy hamowania.
Osc.1 Przejazd trolejbusu zasilanego z sieci trakcyjnej
bez zasobnika kondensatorowego
Legenda:
IS – prąd silnika,
IC – prąd zasobnika
kondensatorowego,
IZ – prąd sieci trakcyjnej,
UF – napięcie kondensatora
filtru wejściowego
przekształtnika DC/DC
129
Osc.2 Przejazd trolejbusu
bez sieci zasilanego z zasobnika kondensatorowego
Legenda:
kondensatorowego,
filtru wejściowego
Oscylogram osc.2 przedstawia przebiegi prądów i napięć podczas jazdy bez zasilania z sieci
trakcyjnej na ulicy w Kownie. Początkowa wartość napięcia zasobnika kondensatorowego wynosi
700V. Podczas rozruchu z prądem silnika ~340A kondensator rozładowuje się do ok. 550V, a przy
dalszej jeździe do 510V. Maksymalna wartość prądu pobranego z kondensatora wynosi ~340A.
Energia pobrana z kondensatora wynosi ~0.26kWh. Podczas hamowania zasobnik kondensatorowy
został doładowany do wartości napięcia ok. 620V. Energia zwrócona podczas hamowania wynosi
~0.14kWh.
Osc.3 Przejazd trolejbusu
zasilanego z sieci trakcyjnej i
zasobnika kondensatorowego
Legenda:
kondensatorowego,
filtru wejściowego
Wnioski:
Badania ruchowe i eksploatacyjne trolejbusów z
napędem falownikowym zasilającym silnik asynchroniczny AC o mocy 165kW oraz przekształtnikowym
zasilającym silnik prądu stałego DC o mocy 120kW
wykazały prawidłową pracę i regulację kondensatorowego układu zasilania napędu współpracującego z siecią trakcyjną.
a) Podczas jazdy trolejbusu nieobciążonego
(12Mg), przy zasilaniu z sieci trakcyjnej i zasobnika kondensatorowego (osc.3) następuje:
130
−
−
zmniejszenie wartości maksymalnej prądu
pobieranego z sieci trakcyjnej z 340A do
ok. 140A;
dla rozpędzenia trolejbusu (pustego) do
prędkości ~45km/h, przy wyższym
napięciu zasobnika od napięcia sieci, ok.
70% energii (potrzebnej na napęd)
pobranej jest z zasobnika kondensatorowego, a zaledwie 30% z sieci trakcyjnej;
−
w przypadku trolejbusu obciążonego
udział energii pobranej z sieci trakcyjnej
wzrośnie, a także zwiększy się wartość
maksymalnego prądu pobranego z sieci
trakcyjnej.
a) Podczas jazdy trolejbusu obciążonego masą
pasażerów (12+8Mg), przy wartości napięcia
sieci ~600V, z prądem rozruchu ~320A :
− maksymalna wartość prądu pobranego z
sieci trakcyjnej (przy V ≥ 30km/h) wynosi
ok. 260A;
− maksymalna wartość prądu pobranego z
zasobnika kondensatorowego wynosi ok.
125A;
− zmniejszenie wartości maksymalnej prądu
pobranego z sieci z ok. 330A do ok.
260A.
b) Podczas badań w Kownie trolejbusu
znajdującego się w normalnej eksploatacji (ze
zmiennym obciążeniem, profilem trasy,
sposobem jazdy i wartością napięcia sieci)
uzyskano następujące wyniki:
− stosunek poboru energii z sieci trakcyjnej
do energii pobranej przez napęd i obwody
pomocnicze ~0,68;
− stosunek poboru energii z zasobnika
kondensatorowego do energii pobranej
przez napęd i obwody pomocnicze ~0,32;
− stosunek energii zwróconej do zasobnika
kondensatorowego do energii pobranej z
sieci trakcyjnej ~0,35.
c) Zastosowanie kondensatorowych zasobników
energii umożliwia więc uzyskanie w
normalnej eksploatacji oszczędności energii
30÷35%, czyli zgodnie z przyjętymi
założeniami.
d) Trolejbus z zasobnikiem energii ~9F może
przejechać bez zasilania z sieci trakcyjnej, z
opuszczonymi odbierakami prądu odcinek ok.
200÷300m (osc.2). Umożliwia to, w
przypadku awarii, objazd uszkodzonego
odcinka sieci trakcyjnej, a także jazdy po
zajezdni podczas manewrów bez konieczności
podłączania odbieraków do sieci.
5.2 Tramwaj 116N
Napęd tramwaju stanowią silniki 50kW 300V połączone po dwa silniki w grupie. Zastosowano zasobnik kondensatora 10F – 760V f-my LS
Mtron.
Działanie układu podobne z przedstawionym
w punkcie 4.
Uzyskane podczas badań ruchowych przebiegi wielkości elektrycznych podczas rozruchu i hamowania pokazane są na rys 5÷10.
Rysunek 5 i 6 przedstawia przebieg dla rozruchu i hamowania bez wspomagania z zasobnika kondensatorowego.
Oznaczenia:
Uz
Rz
WS
Po
Pc
Rc
PT1
PT2
RH
Iz
In
Ic*
– rezystancja sieci (przyjęto do obliczeń 0,1? )
– wyłącznik szybki
– przekształtnik hamowania rekuperacji
– przekształtnik zasobnika kondensatorowego
– rezystancja zasobnika kondensatorowego
(przyjęto do obliczeń 0,15? )
– przekształtnik DC/DC – dla pierwszej grupy
silników prądu stałego
– przekształtnik DC/DC – dla drugiej grupy
silników prądu stałego
– opornica hamowania
– prąd przekształtnika napędu
– prąd zasobnika kondensatorowego odbierany
lub przekazywany do napędu
Rys.4 Schemat układu napędowego tramwaju 116N
131
Oznaczenia:
IS – prąd grupy silników
IZ – prąd sieci trakcyjnej
UZ – napięcie zasobnika
Skala czasu
100A/dz.
100A/dz.
100A/dz.
100V/dz.
2s/dz.
Rys.7 Rozruch tramwaju
Oznaczenia:
UZ – napięcie sieci trakcyjnej
V – prędkość tramwaju
Skala czasu
100A/dz.
200A/dz.
100V/dz.
8km/h/dz.
2s/dz.
Rys.5 Rozruch do ok. 44km/h, UZ = 710V, IS = 2x 290A
Oznaczenia:
Skala czasu
100A/dz.
100A/dz.
100A/dz.
100V/dz.
2s/dz.
Rys.8 Hamowanie tramwaju
Rysunek 7 i 8 przedstawia podobne przebiegi przy
bezpośrednim włączeniu zasobnika kondensatorowego
Rysunek 9 i 10 przedstawia przebiegi przy regulacji
pracy zasobnika wg patentu IEL.
Oznaczenia:
IS1 – prąd I grupy silników
IS2 – prąd II grupy silników
UZ – napięcie sieci trakcyjnej
Skala czasu
100A/dz.
100A/dz.
250A/dz.
100V/dz.
2s/dz.
Rys.6 Hamowanie z V = 35km/h, UZ = 700V, IS = 2x 230A
Oznaczenia:
Skala czasu
100A/dz.
100A/dz.
100A/dz.
100V/dz.
2s/dz.
Rys.9 Rozruch tramwaju IS = 290A, UZ = 650V, UCo = 670V
132
Wnioski:
1. Wykonane badania symulacyjne i eksploatacyjne pojazdów z zasobnikowymi układami
wspomagającymi rozruch i akumulującym
energię hamowania wykazały w pełni zasadność techniczną stosowania takich układów w
pojazdach komunikacji miejskiej.
2. Opracowane układy z systemem regulacji wg
patentu IEL skutecznie obniżają maksymalną
wartość prądu sieci podczas rozruchu zmniejszając o 50% straty w sieci zasilającej i umożliwiają akumulację całej energii zwracanej
przez silnik podczas hamowania pojazdu.
Oznaczenia:
Skala czasu
100A/dz.
100A/dz.
100A/dz.
100V/dz.
2s/dz.
Rys.10 Hamowanie tramwaju IS = 200A, UZ = 650V, UCo = 400V
Wnioski z badań
1. Bezpośrednie włączenie zasobników kondensatorowych w układ napędowy tramwajów
nieznacznie tylko obniża maksymalną wartość prądu sieci i przyjmuje tylko ok. 10%
energii zwracanej przez tramwaj.
2. Zastosowany w pojazdach układ regulacyjny
(wg patentu IEL) umożliwia:
−
ograniczenie do ok. 60% maksymalną wartość prądu pobranego z sieci trakcyjnej w stosunku do maksymalnej wartości prądu pobieranego przez napęd podczas rozruchu
−
zasobnik dostarcza ok. 30% energii pobranej
przez napęd, podczas hamowania z prędkości
ok. 50km/h zasobnik przejmuje ok 50% energii zwracanej przez silnik.
3. W tramwaju 116N uzyskano zmniejszenie zużycia energii ok 0,9kWh/km co przy rocznym
przebiegu tramwaju 50tyś km daje oszczędność ok 45 MWh (ok 15 tyś zł) nie licząc
zmniejszenia kosztów pobieranych przez
energetykę
4. Koszt układu zasobnikowego 10F – 760V
wraz z przekształtnikowym układem regulacyjnym można oszacować na 120÷140 tyś zł
w tym koszt kondensatora wynosi ok
80÷90tyś zł. Zwrot nakładów nastąpi po ok
7÷8 latach.
Deklarowana żywotność kondensatorów wynosi
ponad milion cykli w zakresie Un-0,5Un czyli przy
dwóch rozruchach na 1km trwałość wyniesie ponad
10 lat.
133

Pojazdy Szynowe nr 3, 2011

Transkrypt

Podobne dokumenty

Uszczelki silnika - Mts

DPD Dodatkowe zalecenia - elektronika i sprzęt RTV AGD