Fedyaeva_Galina_Anatolyevna

Задание на момент по мощности определяется в БВЗМ путем деления Pсв на число осей и скорость локомотива, приведенную к частоте вращения ротора АТД ((л). Скорость локомотива измеряется датчиком линейной скорости ДV (возможно также применение косвенных методов определения скорости локомотива, основанных на использовании «псевдобегунковой» оси) и приводится к валу АТД в блоке вычисления частоты БВЧ. Частота вращения ротора каждого АТД измеряется датчиками частоты вращения ДЧВ1…ДЧВ6.

Рис. 3. Функциональная схема СУ ТЭП перспективного шестиосного локомотива с DTC

При разгоне БВЗМ ограничивает значение момента на требуемом уровне Мз. После выхода на заданную для данной позиции контроллера мощность Pсв АТД, работая при постоянстве мощности, автоматически переходят в режим ослабления поля. Для определения требуемого АТД потокосцепления сигнал (л подается в блок вычисления задания потокосцепления БВЗП, представляющий собой электронную таблицу зависимости потокосцепления статора (s от (л для данной позиции КМ.

Сформированные сигналы задания момента Мз и потокосцепления (sз поступают в блок DTC, в котором они сравниваются с фактическими значениями момента и потокосцепления (М и (s), вычисленными адаптивной моделью двигателя АМД. По сигналам рассогласования в блоках релейного регулирования момента РРм и потока РРп, представляющих собой трехпозиционное и двухпозиционное реле соответственно, производится регулирование в скользящем режиме момента и потока двигателя.

В блоке-наблюдателе АМД вычисляются потокосцепление статора (модуль и фаза вектора (s) и момент по введенной в него информации: токам двух фаз статора АТД, напряжению в цепи постоянного тока и положению ключей АИН. Таким образом, модель-наблюдатель осуществляет организацию обратных связей по регулируемым переменным в системе автоматического регулирования. По значению фазы вектора (s блок вычисления сектора потокосцепления (БВСП) определяет, в каком из шести секторов координатной плоскости находится вектор (s.

Далее сигналы с РРм, РРп и БВСП поступают в модуль быстродействующего логического автомата БЛА представляющего собой электронную таблицу и переключающего ключи автономного инвертора в зависимости от оптимизации вектора выходного напряжения АИН по предельным отклонениям момента и потока статора. Таким образом, организация ШИМ управления осуществляется как функция заданных переменных электромагнитного состояния АТД. Частота коммутации ключей инвертора зависит от величины гистерезисного допуска релейных регуляторов момента и потокосцепления. Изменяя настройку релейных регуляторов, можно оптимизировать работу СУ по двум противоречивым критериям: допустимому уровню пульсаций момента и уровню потерь в IGBT АИН.

Чтобы СУ ТЭП самонастраивалась на максимальное использование сил сцепления и предупреждала буксование, введен постоянно действующий контур регулирования частоты вращения ротора АТД. Задание на момент формируется в блоке регулятора частоты БРЧ. Регулятор частоты пропорционально-интегральный. Задание частоты вращения (з (сравниваемое с фактической частотой вращения ротора АТД) вычисляется путем интегрирования требуемого ускорения.

Задание на ускорение выбирается блоком логики поиска БЛП по следующему принципу. Если рабочая точка ТЭП находится в данный момент времени на восходящем участке кривой сцепления, то, чтобы приблизиться к максимуму кривой, линейное ускорение точки на ободе колеса должно быть больше ускорения локомотива на небольшую величину (а, то есть, оно должно определяться по формуле

а1= ал + (а, (8)

где - а1 – задание линейного ускорения колеса, когда рабочая точка находится на восходящем участке кривой сцепления; ал – линейное ускорение локомотива.

Если в данный момент времени рабочая точка находится на падающем участке кривой сцепления, то, чтобы вернуться к максимуму кривой, ускорение точки на ободе колеса должно быть меньше ускорения локомотива на величину (а, то есть, оно должно рассчитываться как

Линейное ускорение локомотива определяется на основе дифференцирования сигнала датчика линейной скорости локомотива ДV в блоке адаптации ускорения БАУ (рис. 3). В этом же блоке вычисляются значения а1 и а0 по формулам (8) и (9) соответственно, а также разность частоты вращения ротора АТД, приведенной к скорости локомотива, и линейной скорости локомотива. Использование сигнала линейной скорости локомотива повышает точность адаптации ускорения по сравнению с косвенными методами, основанными на использовании «псевдобегунковой» оси (в последние годы появились новые способы измерения линейной скорости, основанные на сканировании путевой структуры или применении систем GPS и ГЛОНАС).

При высокой динамике изменения электромагнитного момента, обеспечиваемой DTC, действительную величину электромагнитного момента в воздушном зазоре АТД и его задаваемую величину Мз можно считать практически равными, так что, характер изменения силы тяги является отражением задаваемого момента Мз. При работе на восходящем участке кривой сцепления и определении заданного ускорения по формуле (8) задаваемый момент (и сила тяги) нарастает, причем его экстремальное значение выбирается и записывается в накопителе экстремальных значений НЭЗ, а также постоянно сравнивается с текущими величинами заданного

При попадании рабочей точки на падающий участок колесо начнет разгоняться и его фактическая скорость, измеряемая ДЧВ1 (для первой оси), превысит заданное значение (з, в результате чего задание на момент начнет автоматически снижаться, что говорит о превышении максимума силы тяги и попадании рабочей точки на падающий участок. Как только разность (М сравниваемых величин станет больше заданной допустимой величины (Мmax, БЛП переключает величину задаваемого ускорения с а1 на а0. Одновременно НЭЗ переключается на поиск нового экстремального значения момента.

Так как новое заданное ускорение колеса а0 меньше ускорения локомотива, скорость колеса относительно локомотива снижается, и рабочая точка на характеристике сцепления возвращается к максимуму и далее смещается влево до тех пор, пока БЛП не зафиксирует новое превышение (Мmax. Тогда БЛП опять переключает задание ускорения на а1, НЭЗ переключается на поиск нового экстремального значения момента, после чего снова повторяется цикл поиска.

Таким образом, самонастраивающаяся система регулирования скольжения колес, благодаря быстродействию DTC, позволяет оперативно смещать рабочую точку относительно максимума кривой сцепления, благодаря чему заданная скорость ротора АТД формируется такой, что задаваемое значение момента, а значит и сила тяги, устанавливаются максимально возможными. Благодаря достаточно малой величине (Мmax сила тяги используется практически полностью.

Если характеристика сцепления не имеет максимума (влажные рельсы), то вычисляемая в БАУ разность скорости вращения ротора АТД соответствующей оси (приведенной к скорости локомотива) и скорости локомотива превысит задаваемый допустимый предел (vmax. В этом случае система также переключится на задаваемое значение а0. Это позволит избежать повышения износа колес и рельсов, а также дополнительных потерь в зоне контакта колеса с рельсом.

Глава 4 посвящена разработке моделей механической части (МЧ) ТЭП локомотива. Моделирование МЧ можно выполнить с различной степенью детализации, при этом понятно, что чем выше степень детализации, тем сложнее модель и анализ полученных результатов, а также дольше время

В диссертации разработаны два типа моделей:

1) с целью выявления наиболее существенных явлений в тяговом приводе при нестационарных и аварийных режимах автор попытался максимально упростить модели (но, разумеется, так, чтобы не потерять при этом сами явления); упрощенные модели МЧ ТЭП с опорно-осевым подвешиванием АТД составляются на основе уравнений Лагранжа или принципа Даламбера;

2) для уточнения расчетов: более полного учета особенностей конструкции ходовой части, динамического перераспределения вертикальных нагрузок по осям локомотива в режиме тяги моделирование МЧ четырехосных и шестиосных локомотивов с АТД выполнено в ПК УМ, разработанном на кафедре «Прикладная механика» БГТУ под руководством профессора Д.Ю. Погорелова с использованием методов моделирования динамики систем тел (различных модификаций метода Ньютона-Эйлера).

При упрощенном моделировании МЧ целесообразно выделить основные формы крутильных колебаний в продольной вертикальной плоскости по отношению к оси пути, определяющим образом влияющие не только на механические процессы при срыве сцепления, но и на электромагнитные процессы в тяговых двигателях. С этой целью составлена расчетная схема механической передачи оси локомотива с опорно-осевым подвешиванием тяговых двигателей.

В схему включен один колесно-моторный блок тележки, содержащий ротор с моментом инерции Jr относительно собственной оси, остов с моментом инерции Jd относительно оси колесной пары, колесную пару с моментами инерции колес Jk1 и Jk2 относительно собственной оси и локомотив (и поезд) массой mд, приходящейся на одну ось. Тяговые усилия колес Fk1 и Fk2 колесной пары передаются на локомотив (и поезд) через контакт колесо-рельс. Упруго-диссипативные свойства вала ротора, подвески остова двигателя и оси колесной пары учитываются введением соответствующих жесткостей и коэффициентов демпфирования: Сp, Сo, Сd – угловые жесткости вала ротора, оси колесной пары и жесткость подвески двигателя соответственно; (d, (r, (o – коэффициенты демпфирования подвески двигателя, вала ротора и оси колесной пары соответственно. Система уравнений составлена с учетом эффекта планетарного механизма тяговой передачи.

Сила тяги каждого колеса определяется через сцепной вес и коэффициент сцепления Fk = (Рсц /2nл)(, где Fk - сила тяги колеса; Рсц(- сцепной вес; (- коэффициент сцепления; nл – число осей локомотива.

Коэффициент сцепления колеса и рельса рассчитывается по формуле ( = K((0 , где (0 – потенциальный коэффициент сцепления; К – коэффициент сцепления в относительных единицах: К=(/(0.

Значения (0 в зависимости от скорости движения локомотива задаются таблично с интерполяцией в промежуточных точках. Для моделирования влияния остальных факторов (например, наезд на масляное пятно, подсыпка песка) (0 можно варьировать. Коэффициент сцепления в относительных единицах K определяется в функции скорости проскальзывания колес, выраженной в процентах по отношению к скорости локомотива, на основе нелинейной характеристики сцепления, которая задается по точкам с интерполяцией промежуточных значений. Причем вид этой характеристики может варьироваться в зависимости от состояния рельсов, например, для сухих рельсов вводится характеристика с явно выраженным, а для влажных рельсов – с неявно выраженным максимумом (для низких скоростей локомотива скорость проскальзывания колес задается в абсолютных единицах).

При таком подходе для создания упрощенной модели «n - осного», например 4-осного, локомотива в одну систему уравнений объединяются уравнения моделей МЧ четырех осей, а силы тяги Fk всех 8-и колес суммируются и включатся в уравнение движения локомотива.

Как показывает опыт, упрощенные модели в целом вполне адекватно отражают суть рассматриваемых явлений. Однако для более полного анализа нестационарных режимов, в частности таких распространенных как буксование, этих моделей недостаточно. Для уточненного количественного анализа тяговых свойств локомотива необходима электромеханическая модель с учетом динамического перераспределения вертикальных нагрузок осей в режиме тяги. Поэтому для расчета динамики механической подсистемы локомотива был использован УM, позволяющий максимально приблизить модель к реальному объекту и наиболее полно выявить взаимовлияние электрической и механической подсистем ТЭП в переходных режимах.

Применение УМ дает возможность автоматизировать построение уравнений движения локомотива как пространственной механической системы, что позволяет использовать расчетные схемы с практически любой степенью детализации. Модели механической части в УМ построены по методу подсистем (колесно-моторный блок, тележка, экипаж, путь). При необходимости к локомотиву могут подсоединяться модели вагонов различных типов, выполненные с большей или меньшей степенью детализации, но при движении на прямолинейном участке для анализа большинства режимов тягового привода достаточно упрощенное моделирование состава присоединяемой к автосцепке инерционной массой с одной степенью свободы.

Тяговые свойства локомотива существенно зависят от исполнения ходовой части. Моделировались как шестиосные локомотивы, имеющие трехосные тележки конструкции ВНИКТИ с мягким двухступенчатым рессорным подвешиванием, низко опущенным шкворнем и механизмом радиальной установки колесных пар (рис. 4, а), так и четырехосные локомотивы, использующие двухосные тележки с наклонными тягами (рис. 4, б). Исследовались также варианты применения на шестиосном локомотиве трехосных тележек с наклонными тягами.

Рис. 4. Модели тележек в УM: а) модель трехосной тележки конструкции

б) модель двухосной тележки с наклонными тягами

Для моделирования режимов буксования и юза в четвертую версию ПК УM заложена аппроксимация кривой сцепления по методу Н.Н. Меншутина, а также эмпирические кривые сцепления с измерением скорости проскальзывания в абсолютных единицах, позволяющие начать движение. Используемые расчетные схемы механической части локомотивов включают до 106 степеней свободы. Соединение моделей механической части в ПК УМ с моделями электрической силовой и управляющей подсистем ТЭП открывает новые возможности для более полного анализа динамических и тяговых свойств локомотивов с АТД.

Глава 5 посвящена созданию компьютерных моделей электромеханической системы ТЭП с АД, включающих в себя разработанные математические модели силовой электрической, управляющей и механической подсистем.

Было создано три вида компьютерных моделей:

1) программа расчета электромеханических процессов (ПРЭП) тягового привода в среде Delphi 2006;

2) компьютерные модели ТЭП с АД в ПК MatLab/Simulink;

3) компьютерные электромеханические модели ТЭП с АД на основе совмещения ПК УМ и ПРЭП, ПК УМ и MatLab/Simulink.

Каждая из перечисленных групп моделей имеет свои преимущества и недостатки, но их совместное использование позволяет более глубоко и полно оценить и осмыслить процессы в ТЭП с АД, сопоставляя и анализируя данные расчетов на основе упрощенных и уточненных вариантов моделей. Кроме того, сравнение результатов расчета отдельных режимов различными программами дает возможность дополнительной проверки правильности моделирования.

Для выявления основных особенностей динамических процессов ТЭП целесообразно иметь компьютерную модель тягового привода оси локомотива. Такая модель реализована в виде ПРЭП в среде Delphi 2006. Программа, составленная для расчета ТЭП локомотивов с опорно-осевым подвешиванием тяговых двигателей, построена по модульному принципу и позволяет анализировать динамические процессы не только в тяговых электроприводах с АТД, но и с ДПТ. Для анализа ТЭП с АД программа предусматривает возможность расчета приводов с автономными инверторами тока и напряжения при различных представлениях АТД, разработаны также модели ТЭП с АД в 4-х и 6-осном исполнении с упрощенным представлением механической части привода. Для интегрирования дифференциальных уравнений в ПРЭП использованы методы Рунге-Кутта 4-го порядка и Гира 4-го порядка. Программа имеет оконный интерфейс, обеспечивающий возможность изменения режима ТЭП с АД в процессе расчета (моделирования отказов в инверторах, изменения условий сцепления). Предусмотрена также возможность обмена данными между ПРЭП и УМ, в этом случае используются модули ПРЭП, моделирующие электрическую и управляющую подсистемы, а механическая часть рассчитывается в УМ.

В принципе, можно было бы ограничиться для выполнения требуемых расчетов совмещением ПРЭП и УМ, но в то же время нельзя не считаться с тем, что ПРЭП является сугубо авторской программой, а в мировой практике для моделирования полупроводниковых систем электроприводов все более широкое распространение получает ПК MatLab/Simulink. Этот комплекс очень динамично развивается, имеет мощную информационную поддержку, обеспечивает наглядность моделирования и, главное, снабжен библиотеками самых современных систем управления электроприводами, что обуславливает его широкое внедрение на отечественных предприятиях и в вузах.

АИН в прикладном пакете силовой электроники MatLab/ Simulink/ SimPowersystems используется библиотечный блок логического автомата, выбирающий оптимальную комбинацию переключения ключей АИН, но механическая подсистема локомотива в рамках ПК MatLab всегда моделируется упрощенно, аналогично 6-осным и 4-осным моделям в ПРЭП так как в MatLab/Simulink отсутствует инструментарий для моделирования сложных механических объектов.

С целью уточнения расчета динамических режимов ТЭП при одновременной реализации преимуществ MatLab/Simulink созданы электромеханические модели четырехосных и шестиосных локомотивов на основе совмещения моделей электрической (и управляющей) подсистемы в MatLab/Simulink с моделями механической части локомотивов в УМ с использованием новой методики, разработанной в рамках развития ПК УM на кафедре «Прикладная механика» БГТУ. При интеграции моделей электрической части, выполненной средствами MatLab/Simulink, в ПК УМ уравнения MatLab динамически включаются в систему уравнений УM (рис. 6). При этом электромагнитные моменты АТД, вычисляемые на основе моделей MatLab прикладываются к роторам двигателей в УМ, а скорости роторов двигателей относительно статоров АТД, скорости проскальзывания колес и другие переменные состояния механической подсистемы, требуемые для моделирования электрической и управляющей подсистем, определяются средствами УМ и включаются в уравнения MatLab.

Однако пока совмещение MatLab/Simulink c УМ накладывает на модели MatLab ряд ограничений, связанных с использованием прикладного пакета SimPowersystems, поэтому в сочетании с УМ моделирование электрической и управляющей подсистем выполняется средствами основной библиотеки

Рис. 6. Иллюстрация совмещения УМ и MatLab/Simulink

при создании электромеханической модели

Адекватность модели ТЭП с АД подтверждена удовлетворительным совпадением результатов расчетов с данными испытаний опытного образца тепловоза ТЭМ21, полученными ВНИКТИ, а также с осциллограммами экспериментальных исследований квазистационарных и аварийных режимов, выполненных на комплексной установке кафедры «Локомотивы» БГТУ доцентом А.И. Ивахиным (рис. 7). Комплексная экспериментальная установка представляет собой физическую модель ТЭП локомотива с опорно-осевым подвешиванием АТД, содержит все физические звенья натурного образца и располагает двумя типами инверторов: АИН и АИТ.

Сравнение результатов расчета и эксперимента показывает, что при хорошем совпадении качественной картины процессов максимальная погрешность наблюдается при моделировании аварийных режимов и достигает 19 %, при моделировании квазистационарных режимов погрешность не превышает 14 %.

Рис. 7. Результаты исследования работы заторможенного асинхронного

двигателя АО63-4 экспериментальной установки при питании от АИН:

(=180о, f2=0,5 Гц расчет; эксперимент

Адекватность моделирования ТЭП с DTC подтверждается удовлетворительным совпадением результатов, полученных с применением штатной дискретной модели системы DTC из библиотеки MatLab/Simulink/SimPowersystems и модели DTC, разработанной средствами основной библиотеки MatLab/Simulink с использованием коммутационных функций, а также с осциллограммами, приведенными в литературе.

В главе 6 на базе компьютерного моделирования проведен анализ аварийных и нестационарных режимов ТЭП локомотивов с различным исполнением и параметрами электрической, механической и управляющей подсистем, а также анализ режимов реализации перспективными локомотивами с АТД предельных тяговых усилий.

Расчеты выполнены для двух типов локомотивов:

1. Для четырехосного локомотива (формула 2о(2о, тележки рис. 4,б) с тяговыми двигателями ДАТ305 при различных схемах силовой части и законах управления АТД:

- силовой схемой с АИТ, питающими параллельно по два двигателя каждой тележки, и скалярной системой управления АТД;

- силовой схемой с питанием АТД от АИН, индивидуальным регулированием осей и скалярной системой управления с ведением частоты питающего напряжения по скорости локомотива для повышения противобуксовочных свойств;

- перспективной системой ТЭП с DTC и регулированием скольжения

2. Для шестиосного локомотива (осевая формула 3о ( 3о) с тяговыми двигателями ДТА470, питаемыми от индивидуальных АИН, при различных системах управления АТД и конструкциях тележек:

- тележками с низко опущенным шкворнем (рис. 4, а) и скалярной системой управления с ведением частоты питающего напряжения по скорости локомотива;

- перспективной системой ТЭП с DTC и регулированием скольжения колес при использовании: а) тележек с низко опущенным шкворнем; б) тележек с наклонными тягами.

Расчеты производились в диапазоне скоростей четырехосного локомотива 0…100 км/ч, шестиосного локомотива ( 0…120 км/ч при различном состоянии и профилях пути.

При моделировании аварийных режимов и питании АТД от АИН исследовался наиболее тяжелый режим сквозного короткого замыкания (КЗ) в АИН (рис. 8); варьировались параметры механической передачи с целью определения путей смягчения ударных динамических нагрузок. Для четырехосного локомотива с АИТ исследовались также наиболее тяжелые из возможных при питании от АИТ режимов: одновременный пробой двух тиристоров АИТ в одноименной фазе и пробой одного тиристора АИТ. Аварийные режимы моделировались при неработающей защите.

Электромеханическая модель локомотива позволяет наблюдать явления, которые на упрощенных моделях зафиксировать невозможно. Например, при сквозном КЗ в АИН, сопровождаемом тормозным ударным электромагнитным моментом АТД, фиксируются не только нагрузки в основных элементах передачи, но и изменение вертикальных нагрузок осей, вызванное ударным моментом (рис. 8). Первая ось, на двигателе которой возник ударный момент, догружается. Это в определенном диапазоне скоростей препятствует срыву сцепления и торможению ротора (и связанной с ним колесной пары), что, в свою очередь, способствует возрастанию ударного электромагнитного момента. При расчете в УМ с учетом изменения вертикальных нагрузок максимальный тормозной электромагнитный момент АТД при КЗ в АИН шестиосного локомотива возрастает на 3-5 %, а сам максимум (4,5 номинального значения момента) смещается и наблюдается при скорости локомотива 28 км/ч вместо 26 км/ч для одноосной модели. Меняется также характер нагрузок при авариях в АИН различных осей. При питании двигателей одной тележки от индивидуальных инверторов и общего промежуточного звена постоянного тока трехфазное КЗ происходит синхронно и синфазно во всех двигателях тележки. Это приводит к тому, что рама тележки и элементы крепления нагружаются динамическими усилиями короткого замыкания всех АТД тележки.

Наибольшие ударные динамические нагрузки в механической передаче моделируемых локомотивов при сквозных КЗ в АИН возникают в подвеске остова (корпуса) двигателя к раме тележки и превосходят нагрузки номинального режима в 3,4 раза для четырехосного и в 3,2 раза для шестиосного локомотива. Установлено, что ударный тормозной электромагнитный момент АТД в ТЭП с опорно-осевым подвешиванием тяговых двигателей смягчается в элементах подвески остова за счет эффекта планетарного механизма редуктора: остов двигателя как бы «обкатывается» по зубчатой передаче, поворачиваясь вокруг оси колесной пары.

Снизить ударные нагрузки в элементах передачи можно увеличением демпфирования в подвеске двигателя и уменьшением жесткости подвески. Например, увеличение коэффициента демпфирования (d с 5 до 40 кН?с/м при жесткости подвески Cd=4?106 Н?м снижает ударный момент в подвеске АТД ДТА470 шестиосного локомотива с 3,2 до 2,6 номинального значения при незначительном повышении ударного момента на валу ротора (до 2,45 номинального значения). Получены зависимости динамических нагрузок на валу ротора и в подвеске остова АТД от скорости локомотивов, (d или Cd соответственно. Рациональным выбором величины демпфирования и жесткости подвески остова двигателя можно снизить максимальные ударные динамические нагрузки в элементах тяговой передачи локомотивов с опорно-осевым подвешиванием АТД при сквозных КЗ в АИН до 2,5 – 2,6 номинальных. При одновременном пробое тиристоров одноименной фазы АИТ максимальный тормозной электромагнитный момент АТД ДАТ305 четырехосного локомотива составляет 3,5 номинального значения, что ниже, чем при сквозных КЗ в АИН (до 4,9 номинального значения).

Для быстротекущих аварийных процессов роль системы управления сводится к выполнению функций защиты (отключений или переключений в схеме), и алгоритмы управления ТЭП, обеспечивающие необходимые тяговые качества ТЭП с АД, здесь не важны.

Напротив, в нестационарных режимах от алгоритма управления приводом зависят противобуксовочные свойства локомотива, и в этом случае существенную роль играет взаимовлияние всех трех подсистем: электрической, механической и управляющей. При скалярном управлении и ведении частоты АИН по скорости локомотива, обеспечивающем при срыве сцепления работу АТД при постоянстве амплитуды и частоты питающего напряжения, буксование при ухудшении условий сцепления не переходит в разносное (рис. 9), но в ТЭП наблюдаются колебания (результаты приведены для первой оси).

Данные колебания вызваны периодическим попаданием рабочей точки скольжения колес на падающий участок характеристики сцепления и соответствующим изменением электромагнитного момента АТД, работающего по естественной характеристике. Частота колебаний составляет 4…8 Гц в зависимости от скорости локомотива и крутизны падающего участка характеристики сцепления.

На данные колебания могут накладываться фрикционные автоколебания с частотами, соответствующими одной или нескольким формам свободных колебаний системы тягового тракта, если эквивалентные коэффициенты демпфирования этих форм колебаний меньше некоторого критического значения. Возникают, например, автоколебания колес с узлом на оси колесной пары (рис. 10).

Разработан метод предотвращения периодического буксования и колебаний в данной скалярной системе ТЭП с АД, основанный на снижении амплитуды напряжения АТД. Фактические значения коэффициентов демпфирования элементов системы трудноопределимы, поэтому они варьировались при моделировании.

печивает система управления ТЭП с DTC. Моделирование перспективных шестиостных (рис. 11) и четырехосных локомотивов с прямым управлением моментом АТД и стабилизацией скольжения колес показывает, что в сочетании с индивидуальным регулированием осей быстродействие DTC, а также устойчивость к возмущениям и неточности информации о постоянных времени и коэффициентах усиления позволяют при различных профилях и состоянии пути обеспечить использование потенциальных условий сцепления на уровне свыше 93 %.

Кроме того, система с регулированием скольжения дает возможность реализовать наиболее интенсивный вариант разгона локомотива – разгон под контролем регулятора скольжения, который позволяет получить до выхода ТЭП на полную мощность предельные тяговые усилия. На рис. 11 представлен именно такой способ разгона локомотива. До выхода на полную мощность реализуется максимально возможный по условиям сцепления момент АТД и сила тяги каждой оси (и локомотива в целом). Но при хороших условиях сцепления из-за неравномерного распределения вертикальных нагрузок двигатели наиболее нагруженных осей шестиосного локомотива (третьей и шестой) оказываются существенно перегруженными по току. В общем случае перегрузка тем больше, чем выше потенциальный коэффициент сцепления в процессе разгона. Перегрузки по току двигателей третьей и шестой осей локомотива, имеющего тележки с низко опущенным шкворнем (рис. 4, а), при работе на максимуме кривой сцепления для каждой оси (скольжение колес 2,5 % от скорости локомотива) и потенциальном коэффициенте сцепления при пуске 0,38-04 достигают 50-55 %.