Способы уменьшения 3атрат электрической энергии на Переключение тока в индуктивной нагрузке с заданным быстродействием

5. Лебедев, О. Н. Двигатели внутреннего сгорания речных судов / О. Н. Лебедев, В. А. Сомов, С. А. Калашноков. — М.: Транспорт, 1990. — 328с.

6. Хандов, 3. А. Судовые двигатели внутреннего сгорания/ 3. А. Хандов. — М. : Транспорт, 1969. — 304 с.

7. Ваншейдт, В. А. Конструирование и расчет прочности судовых дизелей / В. А. Ваншейдт. — Л. : Судостроение, 1987— 476 с.

8. Гогин, А. Ф. Судовые дизели / А. Ф. Гогин, Е. Ф. Кивал-кин, А. А. Богданов. — М. : Транспорт, 1988. — 439 с.

9. Дизели : справ. / Под общ. ред. В. А. Ваншейдта, Н. Н. Иванченко, Л. К. Коллерова. — 3-е изд., перераб. и доп. — Л. : Машиностроение, 1977. — 480 с.

10. Тракторные дизели : справ. / Б. А. Взоров [и др.] ; под общ. ред. Б. А Взорова. — М. : Машиностроение, 1981. — 535 с.

11. Ведрученко, В. Р. О выборе схем и разработке технических решений систем топливоподачи альтернативных и тяжелых топлив в дизелях. Часть 1 / В. Р. Ведручеко, В. В. Крайнов, Н. В. Жданов, М. В. Кульков // Омский научный вестник. Сер. Приборы, машины и технология. — 2010. — № 2 (90). — С. 157-162.

12. Ведрученко, В. Р. Характеристики альтернативных видов топлива и их влияние на рабочий процесс дизельных двигателей / В. Р. Ведрученко // Промышленная энергетика. — 2010. — № 12. — С. 50-58.

13. Ведрученко, В. Р. Влияние состава и свойств традиционных и альтернативны топлив на показатели динамичности рабо-

чего цикла и регулировочные параметры дизелей / В. Р. Ведру-ченко, В. В. Крайнов, Н. В. Жданов // Энергетика и теплотехника : сб. науч. тр. — Новосибирск : Изд-во НГТУ, 2012.— Вып. 17. — С. 57 — 69.

14. Ведрученко, В. Р. Дисперсные топливные системы как энергоносители до стационарных теплогенерирующих установок и двигателей транспортных средств / В. Р. Ведрученко, В. В. Крайнов, М. В. Кокшаров // Повышение эффективности объектов теплоэнергетики и систем теплоснабжения : межвуз. темат. сб. науч. тр. / Омский гос. ун-т путей сообщения. — Омск, 2012. — С. 28 — 33.

ВЕДРУЧЕНКО Виктор Родионович, доктор технических наук, профессор (Россия), профессор кафедры «Теплоэнергетика».

ЖДАНОВ Николай Владимирович, кандидат технических наук, доцент кафедры «Теплоэнергетика». ЛАЗАРЕВ Евгений Сергеевич, аспирант кафедры «Теплоэнергетика»; инженер ООО «Фаренгейт». Адрес для переписки: 644046, г. Омск-46, пр. Маркса, 35, ОмГУПС.

Статья поступила в редакцию 14.01.2014 г. © В. Р. Ведрученко, Н. В. Жданов, Е. С. Лазарев

УДК 621.316.5

Л. П. ПОПОВ О. П. КУРЛКИНЛ

Омский государственный технический университет

СПОСОБЫ УМЕНЬШЕНИЯ ЗЛТРЛТ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ НЛ ПЕРЕКЛЮЧЕНИЕ ТОКЛ В ИНДУКТИВНОЙ НЛГРУЗКЕ С ЗАДАННЫМ БЫСТРОДЕЙСТВИЕМ

В статье рассматриваются различные способы ускорения тока при переключении его в индуктивной нагрузке при допустимых затратах электрической энергии.

Ключевые слова: быстродействие переключения тока, затраты электрической энергии, индуктивная нагрузка, энергия магнитного поля.

В различных устройствах автоматики, электроники применяется коммутация тока в обмотках, создающих заданную величину магнитного поля. При этом необходимо осуществлять коммутацию тока таким образом, чтобы было обеспечено достаточно высокое быстродействие при допустимых затратах электрической энергии источников постоянного напряжения. В этом случае возникают известные несовместимые требования, когда необходимо одновременно обеспечить высокое быстродействие (высокую картину нарастания тока) и малое потребление электрической энергии на создание магнитного поля.

В связи с этим возникает как задача обеспечить необходимую скорость установления тока в индуктивной нагрузке, так и задача гашения энергии магнитного поля, запасенной в этой индуктивной нагруз-

ке. Процессы гашения поля нагрузки в данной статье не рассматриваются.

Рассмотрим различные способы ускорения установления тока при заданной величине индуктивности обмотки (^н), активном сопротивлении её (^0), длительности фронта нарастания тока (^фр) и заданной величине тока в установившемся режиме (i ) или

энергии магнитного поля (Ш =

2

Способ 1. Увеличение быстродействия за счет включения последовательно с нагрузкой балластного сопротивления (^6).

На рис. 1 схематически изображен простейший переключатель тока в индуктивно-активной нагрузке, состоящий из переключающего элемента К, источ-

няя мощность, потребляемая от источника постоянного напряжения при формировании импульса тока

, _ 1

с частотой 1 - т (Т — период следования импульсов), определится следующим образом:

Рр - ТI^(1 " е"^ )2+ Т| Щн((^¿ьн(^ -

Рис. 1.

- 2Я -и + Ш I

¿устЯЪ Т т ШМ1

ника постоянного напряжения и индуктивной нагрузки. В качестве ключа К используется либо полупроводниковый триод, либо другой электронный ключ. Нагрузка в таких схемах обычно шунтируется диодом с целью уменьшения выброса напряжения, возникающего на переключающем элементе в момент гашения магнитного поля нагрузки.

Предположим, что в индуктивной цепи Ьн, Яд необходимо формировать импульсы длительностью причем передний фронт импульса тока должен быть много меньше ширины его, то есть ^ <<  Так как

^ ' фр и

активное сопротивление нагрузки обычно мало, то справедливо соотношение

- ^ >> ( яп (фР ,

где тд — собственная постоянная времени индуктивной нагрузки.

Отметим также, что требования к заднему фронту не являются критическими. При протекании установившегося тока в нагрузке запасается магнитная

энергия

Ш

Ь I

н уст 2

я0 + я< + яб

балластного сопротивления; iнуст

б дополнительное балластное сопротивление,

Яъ - Яо + Я( + Я6 -

31

ФР

Подставляя в это выражение вместо Rs (1), получаем

+1|-Шм^-

гфр ) гфр

Из выражения (2) следует, что повышение крутизны нарастания тока при переключении его рассматриваемым способом можно получить только путем увеличения мощности источника питания, которая рассеивается, в основном, на балластном сопротивлении. На рис. 2 показана зависимость средней

1

потребляемой мощности от — при определенной

(фр

ширине импульсов и частоте следования их.

Мощность источника постоянного напряжения можно снизить (не изменяя длительности фронта импульса), если шунтировать балластное сопротивление ускоряющей емкостью (рис. 3). Тогда появляется возможность уменьшить величину этого сопротивления и тем самым снизить напряжение источника питания.

Из рассмотрения переходных процессов в цепи, показанной на рис. 3, следует выражение напряжения на конденсаторе С [1]:

Мгновенное значение тока во время импульса определяется соотношением

г

¿н(0 - ¿н.уст.(1 - е^),

члг) - ЕЩ

Я1+Я/

1 - е(1 + зг)}

где

з - «1 + «2 , «1 - К « -_1_, р2 -_Ц

2 ' 1 Ьн 2 Я/С ЬнС

Исходя из (3) ток, протекающий через индуктивную нагрузку

постоянная времени с учетом Е

¿н

¿н(() -

dt

Я/

включаемое для уменьшения постоянной времени.

Если считать, что ток достигает установившегося значения за время t = tфр = 3тн, то есть когда

/н (/ = tфр ) = 0,9/уст., то при заданной величине индуктивности нагрузки и заданном времени установления тока полное активное сопротивление цепи должно быть равно:

После подстановки ис(^ в (4) и соответствующих преобразований, получим:

Обычно источник напряжения и намагничивающая обмотка цепи нагрузки имеют достаточно малое активное сопротивление, тогда можно записать, что Я^Яб. Для простоты рассуждений не учитываем также сопротивление ключа в открытом состоянии, что во многих случаях вполне допустимо. Тогда сред-

Рис. 2.

Рср - Шм1

Ь

где -

СduJt) + Я/ , ис

+

Яо + Я( + Я6

Рис. 3.

УА = ^[1 - е(1 + -)].

Я/

2

Если считать, что переходной процесс закончится, когда 1н(1 = 1фр) = 0,9гусш., то для момента времени

t=tфp, используя (5), можно получить

— —

0,%сШ = [1 - е-*(1 + -2^] = 1усШ[1 - е-я(1 +

Запишем это выражение в виде:

0,1

(1 +

2

и обозначим Stфр = m; тогда, решив графически (6) относительно параметра т, получим:

т=8и я 3,3.

фр '

Чтобы установить энергетический эффект, получаемый за счет шунтирования балластного сопротивления емкостью при том же самом времени установления тока в нагрузке, как и в переключателе рис. 1, определим величину сопротивления Я/. Если активное сопротивление нагрузки и внутреннее сопротивление источника постоянного напряжения достаточно малы, а параметры цепи обеспечивают критический режим, то справедливы следующие соотношения:

ж!

Я/ = 0,5р = 0,5Л = --н,

2ж

2Я/С

где Т0 = 2ж^ ЬнС — период собственных колебаний последовательного контура !н, С.

Выражение (9) можно записать в виде:

Я/С = 4Ж.

4ж

постоянную времени (Я/, С), а именно:

Я/С =

6 6,6

Приравнивая правые части (10) и (11), определим Т0 и, подставив полученное выражение в (8), получаем:

Я/ = 1,65!н

Яб = 1-

1фр

Таким образом, балластное сопротивление, определяющее основные потери электрической мощности источника постоянного напряжения, в рассматриваемой схеме по сравнению со схемой, показанной на рис. 1, может быть почти в два раза меньше.

Теперь нетрудно определить среднюю мощность, потребляемую данным переключателем тока, если учесть, что к моменту установления тока емкость С заряжается до напряжения питающего источника:

Рср Т

! I2 СЕ2

Я/ + ^ + СЕ_

усш б и

3Д„

+ 2

фр

3Ди

фр

На основе сравнения полученных выражений (13) и (2) для переключателей тока рис. 1 и рис. 3 можно сделать вывод, что шунтирование балластного сопротивления емкостью позволяет (при прочих равных условиях) почти в два раза снизить потери электрической мощности в случае формирования плоских импульсов тока определенной амплитуды. Однако, когда ставится задача по разработке переключателей тока, обеспечивающих крутые фронты импульсов в индуктивных цепях повышенной мощности, и этот способ переключения оказывается также неприемлемым — ввиду больших затрат электрической мощности от источников питания и трудностей выбора коммутирующих элементов.

Способ 2. Переключение тока в индуктивных цепях с форсированием процесса установления от дополнительного источника повышенного напряжения.

На рис. 4 схематически изображен переключатель, обеспечивающий высокую крутизну нарастания тока в индуктивной нагрузке за счет использования цепи форсирования, подключаемой на время форсирования переднего фронта импульса. Переключатель состоит из источника повышенного напряжения Е1, переключающего элемента К1, низковольтного источника Е2, переключающего элемента К2, который подключает источник Е2 в момент выключения К1 и обеспечивает протекание тока в нагрузке во время плоской части импульса. Если пренебречь сопротивлением ключа в открытом состоянии, то мгновенное значение тока в нагрузке при подключении источника форсирования определяется соотношением:

У0 =

Е1

Я0 + Я.1

( -1 - е

где т1 — постоянная времени форсирующего контура.

В момент t=tфр, то есть когда ток в нагрузке нарастает до заданной величины, ключ К1 выключается,

Из (7), с учетом того, что а1 = 0, можно определить а К

2 включается. После этого момента времени характер изменения тока в нагрузке зависит как от параметров цепи основного источника питания, так и от величины тока, протекавшего через нагрузку в момент запирания ключа К1. Если принять ключи К1 и К2 идеальными, то операторное выражение тока нагрузки имеет вид:

при

Фр

Ур) =

Е2 р

+ ^ = tфр)Lн

Я0 + Яг2 + Р!н

2

2

е

0

1

1

2

0

Е

¿н(') - Е2

(

Я0 + Я(2

' \

1 - е '2

+ У - (фр)е '2,

где т2 — суммарная постоянная времени контура, образующегося после замыкания К2. Если величина напряжения Е2 выбрана так, что

Е 2

Я0 + Я(2

- ¿н(г - (фр),

то, как следует из выражения (15), в момент срабатывания ключа К2 устанавливается плоская часть импульса тока. Такой режим форсирования в дальнейшем будем называть оптимальным. Если указанное выше условие не соблюдается, то будет иметь место экспоненциальное изменение тока с постоянной времени '2 - — (для случая, когда внутреннее сопротив-2 Я0

ление низковольтного источника напряжения достаточно мало). На рис. 5 показана форма импульса тока при различных значениях Е1.

Средняя мощность, потребляемая от источников питания при оптимальном форсировании, будет равна сумме потерь электрической мощности от источника форсирования и источника Е2:

Р = Р + Р

ср ср1 с

ср2'

где Рср1 —

ника Е .

средняя мощность, потребляемая от источ-

Р

ср2

средняя мощность, потребляемая от низко-

вольтного источника Е2.

Рср1 определяется следующим образом

1 — г г

р - 1 н уст фр - Ш I

рср1 т 2г г Шм1.

1 2'фр 'фр

Для Рс 2, в случае соблюдения условия

У - tфр) -

Е2

Рис. 4.

где ¿н('='фр) — значение тока в нагрузке к моменту срабатывания ключа К2.

После соответствующих преобразований получаем временное выражение для плоской части импульса тока:

При г>'фр

фр я + я справедливо выражение: Яо + Яа

р - Е I ~ ^фр - ¿уст—н

ср2 2 уст т ' Т

Средняя суммарная мощность будет определяться выражением:

(

Ш I + уст н (1 - 1 ) :

' Т фр

Л

1 +

2

Таким образом, при форсировании режима переключения тока в индуктивной нагрузке затраты электрической мощности определяются только активным сопротивлением индуктивной цепи и при 'н>>'фР они во много раз могут быть меньше, нежели в предыдущих случаях. Это видно из сравнения выражений (16), (2), (13).

Способ 3. Переключение тока с резонансной форсирующей цепью.

На рис. 6 схематически изображен переключатель тока с емкостным форсированием процесса установления намагничивающего тока. В этом способе, так же как и в предыдущем не рассматриваются процессы, протекающие в момент формирования заднего фронта.

Рассмотрим принцип работы переключателя. При разомкнутом ключе К1 емкость Сф заряжается от источника повышенного напряжения через зарядное сопротивление Я3 до величины Е1. В момент переключения тока ключи К1 и К2 одновременно открываются. Емкость Сф, заряженная до напряжения Е1, начинает разряжаться по цепи Сф, К1, —н, Яд, К2. Поскольку в первоначальный момент времени напряжение на емкости много больше напряжения основного источника питания, формирующего плоскую часть импульсов, то диод VD оказывается в непроводящем состоянии и через нагрузку течет только разрядный ток.

При достаточно малом активном сопротивлении нагрузки Я0 << —— и Я >> Iи высокой доброт-

1Сф 3 \Сф

ности контура, процесс разряда колебательный и описывается известными выражениями:

Р„, -

1 'ф

1 - Т |uLн(')iн(')d'

Если учесть, что Е1>>Е2, Я11=Я22<<Яд, то изменение тока в нагрузке от момента =0 до '='фР можно считать линейным, тогда иш(')=Ер поэтому

- ЕК 7М',

т

где К - —_- ¿ут.

фр

фр

с — н Аг'н

Заменяя Е1 --

1 А'

—н ¿уст

1фр

получаем:

Рис. 5.

Р

уум1

0

Р

0

Рис. 6.

Е -

i - —— sin Р'е н Р—н

равной четверти периода колебаний, возникающих

в контуре —н, Сф, а именно 'фр

2Р

Таким образом, для обеспечения заданного времени установления тока в нагрузке необходимо соответствующим образом рассчитать величину Сф, а для обеспечения необходимого скачка тока в нагрузке, определять величину напряжения источника форсирования исходя из (17) и (20).

На рис. 7 показана форма импульсов тока при различных значениях напряжения форсирования для определенной величины емкости Сф.

При достаточной высокой добротности контура —н, Яд, Сф мощность источника форсирования можно определить следующим образом:

иср

где

р3 - я

^0 _ I- '

0 у—неф

3

При Яд<<р отношение — << 1, тогда (18) можно

упростить:

Р

исф = Е1^Р 1 е-51.

Обычно Е1 выбирают много больше напряжения основного источника питания, кроме того, из выра-

Р -

Рср1

С^Е 2

2

1 + Ряз,

где РЯз — мощность, рассеиваемая на зарядном сопротивлении RЗ Или

1 'зар

- - |¿32(')Я:

1 Е '

4' - - е'зар

(

Т 2ЯЗ

2'зар \

1 - е 'З-

С Е2 2

где 'ЗАР=СфЯз — постоянная времени цепи заряда емкости, 'ЗАР — время заряда емкости.

Если пренебречь потерями энергии на активных элементах в процессе разряда форсирующей емкости, то можно считать, что

жений (17) и (19) следует, что при ' - —— ток дости-

2р

гает максимального значения и в этот момент времени напряжение на конденсаторе можно считать равным Е2. Когда разряженный ток достигает максимального значения, а напряжение на емкости падает до величины Е2, ключ К1 закрывается.

Определяя характер изменения тока в индуктивной цепи после выключения К1, учитывая характер изменения тока на переднем фронте (17) и принимая за начало отсчета времени момент срабатывания К1, приходим к следующему выражению:

Р = С Е 21

Рср1 СфЕ1 1

При формировании прямоугольных импульсов тока ('и>>'фР) выражение для средней мощности, потребляемого от низковольтного источника питания, как и в предыдущем случае, определяется следующим выражением

1 - 1

Р - ¿2 г _и_фр - Ш I

Рср2 'уст гн т — ''м1

1 - 1ф

и фр

_н_

2

(

I (') е-3' sin Р' +-

н() Р—н

л

2Р

1 - е '2

Тогда полная мощность, потребляемая рассмотренным переключателем от источников Е1 и Е2, будет равна

2Р

+ ' (' - — )е '2 н( 2Р

I - I

'и 'фр

_н_

2

Ж ж

0 >' ^—, —^' < 'и,

Ж

где 1н(' --) — значение тока в нагрузке в момент

2Р

выключения К1.

Если величина напряжения источника Е1 выбрана так, что

- зж

¿н(' - Ж) - Е- е ^

Е

Я0 + Я'2 + ЯЮ

2Р Р—н

то есть имеет место оптимальный режим форсирования, то после выключения ключа К1 ток в нагрузке остается неизменным, а длительность переднего фронта импульса тока в этом случае можно считать

Рис. 7.

ж

1

I,

0

2Ш1

Е

2

+

Ж

Рср - 2Шм1 + Шм1

Сравнивая выражения (16) и (21), следует отметить, что в случае емкостного форсирования переходного процесса от источников питания потребляется несколько большая мощность, нежели в предыдущем случае, однако этот способ переключения тока имеет весьма существенные преимущества перед рассмотренным во втором способе, так как в таком переключателе в качестве форсирующих ключей могут быть использованы ключи, управляемые только по моменту включения (тиристоры, тиратроны), а следовательно, появляется возможность расширения диапазона мощностей форсированных переключателей тока.

На основании проведенного анализа рассмотренных способов форсирования переходных процессов можно сделать следующие выводы:

1. Из рассмотрения переходных процессов в активно-индуктивной нагрузке следует, что средняя мощность, потребляемая от источника питания, пропорциональна коммутируемой магнитной энергии и обратно пропорциональна длительности процесса переключателя. Потери электрической мощности сокращаются почти вдвое, если балластное сопротивление шунтируется ускоряющей емкостью, величина которой выбирается из условия получения критического режима.

2. Введение импульсного форсирования процесса переключения позволяет многократно уменьшить потребление электрической энергии. Применение емкостных накопителей при емкостном форсировании позволяет использовать тиристорные ключи и, следовательно, расширить диапазон мощностей индуктивных нагрузок.

Библиографический список

1. Теоретические основы электротехники : учеб. для вузов. В 3 т. Т. 2 / К. С. Демирчян [и др.]. — 4-е изд., доп. — СПб.: Питер, 2006. — 575 с.

ПОПОВ Анатолий Петрович, доктор технических наук, профессор (Россия), профессор кафедры «Теоретическая и общая электротехника». КУРАКИНА Ольга Павловна, кандидат технических наук, доцент (Россия), доцент кафедры «Теоретическая и общая электротехника». Адрес для переписки: kop_toe@mail.ru

Статья поступила в редакцию 14.02.2014 г. © А. П. Попов, О. П. Куракина

УДК 621.51+621.565.945

И. Л. ЯНВАРЕВ

Омский государственный технический университет

КОМБИНИРОВАННЫЙ СПОСОБ РЕГУЛИРОВАНИЯ ТЕМПЕРАТУРНЫХ РЕЖИМОВ МОДУЛЬНОЙ УСТАНОВКИ ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ ГАЗА

Состав и особенности оптимальной работы установок воздушного охлаждения газа (УВОГ) на компрессорных станциях (КС) зависит от ряда факторов, среди которых можно выделить способ регулирования температурных режимов (дискретный, частотный). Применение шестивентиляторных АВО при дискретном регулировании позволяет обеспечить более высокую его точность, снижение потребляемой мощности приводных двигателей. В ряде случаев для шестивентиляторных АВО целесообразным может быть применение комбинированного дискретно-частотного способа регулирования температурных режимов УВОГ. Проведенный анализ показывает, что применение комбинированного дискретно-частотного способа регулирования для шестивентиляторных АВО связано с изменением срока окупаемости в диапазоне 10—25 %. Ключевые слова: установка воздушного охлаждения газа, режим охлаждения, частотно-регулируемый привод вентиляторов, экономия электроэнергии.

Повышение эффективности непосредственно установок воздушного охлаждения газа (УВОГ) развивается в двух направлениях [1—6].

С одной стороны, в плане совершенствования конструкции разработаны новые аппараты воздушного охлаждения (АВО) типа АВГБ-83, АВГ-БМ-83, АВГ-85МГ, в которых увеличено количество вентиляторов (6 шт.) и понижена мощность приводного двигателя (13,0 и 6,5 кВт соответственно). Увеличение количества вентиляторов обеспечивает более равномерный обдув теплообменной поверхности и более высокую точность в достижении требуемого температур-

ного уровня охлаждаемого газа. При этом отличительной особенностью обладают АВО типа АВГ-85МГ (6 вентиляторов мощностью по 6,5 кВт), которые при небольших потерях тепловой эффективности обеспечивают существенную экономию электроэнергии на привод вентиляторов за счет разреженной организации трубного пучка и, соответственно, снижения его аэродинамического сопротивления по охлаждающему воздушному потоку [1, 6].

С другой стороны, в плане совершенствования систем автоматического управления (САУ) с целью достижения оптимальной температуры охлаждения