2809.Автоматизация в электроэнергетике и электротехнике

Таким образом, по совокупности факторов (величине суммарного и реактивного моментов, уровню пульсаций момента) вариант 1 выигрывает у варианта 2. При этом дополнительно следует отметить следующие преимущества варианта 1 перед вариантом 2:

–меньшая длина лобовых частей, так как лобовые части разных катушек не пересекаются друг с другом, а охватывают только один зубец. Вследствие этого обмотка якоря имеет меньшее активное сопротивление, что благоприятно сказывается на электрических потерях;

–лучшее использование полезного объема машины за счет меньшей площади пазовой изоляции;

–более простая технология изготовления. Меньшее число пазов упрощает штампы и оснастку для обмоточных работ.

Выводы. Вентильные двигатели с дробным числом на полюс и фазу могут успешно конкурировать с аналогичными двигателями с целым числом на полюс и фазу, имея приемлемое значение электромагнитного момента, меньшие значения реактивного момента, пульсаций момента, потерь в меди при более простой технологии изготовления. Особенно ярко преимущества машин с дробным числом на полюс и фазу должны проявляться в высокоиспользованных электрических машинах, когда на требования высоких энергетических показателей двигателя накладываются требования серьезных габаритных ограничений.

Список литературы

1. Вольдек А.И. Электрические машины: учебник для электротехн. спец. втузов. − Л.: Энергия, 1978. − 832 с.

2. Генератор гибридной силовой установки бульдозера / С.Г. Воронин, В.И. Кислицин, А.И. Согрин, Е.С. Швалев // Тракторы и сельхозмашины. − 2012. − № 2. − С. 8–11.

3. Стартер-генератор для дизельной силовой установки / С.Г. Воронин, А.И. Согрин, П.О. Шабуров, Б.Д. Шумаков // Электротехника. − 2013. − № 10. −

С. 25–28.

4.Ганджа С.А. Моделирование вентильного электродвигателя постоянного тока с электромагнитной редукцией // Сб. тр. Шестой конф. пользователей программного обеспечения CADFEM GmbH (20–21 апреля 2006 г.). – М., 2006. – С. 358–360.

5.Гребеников В.В., Прыймак М.В. Способы уменьшения пульсаций электромагнитного момента в электрических машинах с постоянными магнитами тангенциальной намагниченности // Вiсник

НТУ «ХГП». − 2014. − № 38(1081). − С. 70–78.

6. Захаренко А.Б. Проектирование погружного электродвигателя с сосредоточенной обмоткой статора // Электро-

техника. − 2005. − № 1. − С. 39−44.

7. Стартер-генераторное устройство для легковых автомобилей класса ВАЗ–2110 / А.Ф. Шевченко, А.С. Медведко, Ю.Г. Бухгольц, Ш.Р. Сингатулин // Электротехника. − 2003. − № 9. −

С. 15–19.

8. Шевченко А.Ф., Честюнина Т.В. Анализ магнитодвижущих сил дробных зубцовых обмоток электрических машин // Электротехника. − 2009. − № 12. −

С. 3–7.

9. Integrated starter-generators for automotive applications / I.-A. Viorel, L. Szabó, L. Löwenstein, C. Stet // Acta Electrotehnica. − 2004. – Vol. 45, № 3. − P. 255–260.

Использование ПРУ в установившихся режимах в качестве стабилизатора напряжения квазисинусоидаль-

ной формы. На интервалах установившейся работы использование ПРУ может быть направлено на симметрирование и поддержание постоянства напряжения питания АД. Условием сохранения высоких энергетических показателей АД является квазисинусоидальная форма тока статорных обмоток с минимальным содержанием высших гармоник. Выполнить эту задачу можно, если искажениям подвергается не все статорное напряжение, а лишь его часть в виде изменяемой широтно-импульсным способом вольтодобавки [1]. Представленная на рис. 1 схема отвечает данному принципу, обеспечивая пофазное, двухполярное высокочастотное ШИМ-регулирование напряжения во вторичной обмотке w2 вольтодобавочного трансформатора ВДТ с помощью двухтактного регулятора, выполненного на диодно-транзисторных модулях VТ1, VТ2, установленных в первичных полуобмотках w11, w12 этого трансформатора по схеме с нулевой точкой. Исходным этапом проектирования данного устройства служит отыскание

амплитуды вольтодобавки ∆Uм, способной скомпенсировать отклонения питающего напряжения и тока нагрузки. При этом необходимо гарантировать, что вносимые импульсным регулированием искажения питающего напряжения не превышают установленных норм на качество напряжения в распределительных сетях [2, 3].

Проведенное исследование показало, что коэффициент искажения напряжения при скважности импульсов вольтодобавки 0,5 находится на приемлемом уровне

∆U * < 0,1. Данный вывод следует учитывать при расчете коэффициента трансформации вольтодобавочного трансформатора w2 / w11 = ∆Uм /Uм.

Другой задачей послужило уменьшение массогабаритных показателей вольтодобавочного трансформатора, которые, как известно, находятся в обратной зависимости от частоты изменений напряжения и тока первичной обмотки. Недостатком варианта на рис. 2, а–в является присутствие в этом напряжении низкочастотной сетевой огибающей.

Отрицательное влияние сетевых пульсаций на качество выходного напряжения и тока проявляется в полной мере в виде низкочастотных изменений огибающей модулированного сигнала. Согласно теории амплитудно-импульс- ной модуляции (АИМ) эти изменения являются результатом попарного геометрического сложения боковых гармоник. Следовательно, попытки устранения низкочастотных пульсаций должны быть направлены на подавление указанных гармонических пар. Участие в про-

цессе АИМ всех комбинационных гармоник затрудняет решение данной задачи с помощью избирательных фильтров. Как показывают результаты компьютерного моделирования (рис. 2, г), такую возможность предоставляет сочетание способов амплитудной и время-импуль- сной модуляции. Проведенный с помощью пакета SPTool (MatLаb) спектральный анализ подтвердил, что при так называемых равноинтегральных переключениях в составе напряжения ∆U(t) отсутствуют как сетевая составляющая, так и указанные гармонические пары (рис. 2, е). Как видно из результатов численного расчета (рис. 2, д) и представленной спектрограммы, наиболее низкочастотная составляющая данного спектра не превышает 10 % амплитуды сетевого напряжения, поэтому высокочастотные изменения тока i(t) происходят практически с неизменной амплитудой.

Достигнутые изменения в гармоническом составе напряжения первичной обмотки вольтодобавочного трансформатора открывают возможность существенного уменьшения массогабаритных показателей, так как расчет его магнитопровода может быть проведен исходя из высокой несущей частоты модуляции. Одновременно с этим создаются предпосылки для повышения перегрузочной способности и надежности импульсного регулятора. Известно, что пульсирующая форма напряжения питания и прямоугольность гистерезисной петли намагничивания трансформаторов в импульсных схемах увеличивают вероятность выхода рабочей точки на участок насыщения. Покажем, что в рассматриваемом режиме риск указанного аварийного режима сводится к нулю, так как выравнивание интегральных значений импульсного напряжения питания гарантирует изменение индукции в заданных пределах:

где w1, s – количество витков первичной обмотки и площадь сечения магнитопровода.

Применение малоэлементного ПРУ для ограничения пускового тока асинхронного двигателя. В пусковых режимах необходимость раздельного регулирования напряжения в фазных обмотках АД отпадает, предоставляя возможность существенного упрощения пускорегулирующего устройства. На рис. 3 изображена схема ПРУ, выполненного по минимальной структуре на одном силовом транзисторе, размещенном в общей для всех фаз трансформатора цепи. В случае соединения первичных обмоток по схеме звезды такой цепью является нулевая точка звезды, функции которой в схеме на рис. 3 выполняет единственный силовой транзистор VT1 на выходе диодного моста VD1. Можно видеть, что коммутации транзистора в этой схеме способны привести к одновременному регулированию напряжения вольтодобавки во всех трех статорных обмотках двигателя, причем этот процесс происходит без прерывания и заметного искажения формы токов на сетевом входе и в статорных обмотках двигателя.

применения вентильной машины комбинированного возбуждения для электротрансмиссии транспортного средства.

Выбор типа электрической маши-

ны. Для электротрансмиссии транспортного средства конкурентоспособным может быть только вариант бесконтактной управляемой машины. К таким можно отнести:

–асинхронную частотно-регулируе- мую машину;

–синхронную частотно-регулируе- мую машину с постоянными магнитами;

–вентильную электрическую машину постоянного тока с дискретной коммутацией;

–вентильно-индукторную машину постоянного тока с дискретной коммутацией.

В рамках данной статьи приведем краткий критический анализ предложенных вариантов применительно к электротрансмиссии транспорта.

Асинхронная машина при прочих равных условиях проиграет вариантам с использованием мощных постоянных магнитов по габаритным размерам. Она не имеет внутри себя источников для создания поля возбуждения в виде обмотки возбуждения или постоянных магнитов и вынуждена брать эту энергию из внешней цепи через якорную обмотку. Соответственно, якорь для выполнения этой функции должен иметь габариты на 5–15 % больше, по сравнению с синхронной и вентильной машинами. При этом частотное регулирование по силовой цепи якоря требует мощной

идорогой электроники.

Аналогичные недостатки по габаритам электродвигателя, сложности и объему силовой электроники можно отнести к вентильно-индукторной машине. Это подтверждает практика применения его для электробульдозера на ООО НТЦ «Приводная техника» (г. Челябинск).

Синхронный частотно-регулируе- мый привод имеет преимущества перед вышеназванными по размерам электрической машины, но широкое применение его ограничивает проблема с пуском и сложность реализации векторного управления, которая порой не требуется для привода колес.

По приведенным выше показателям вентильная машина постоянного тока с дискретной коммутацией выглядит наиболее предпочтительно. Сама электрическая машина с применением мощных коэрцитивных магнитов имеет компактное исполнение. Силовая электроника, реализующая дискретную коммутацию, достаточно проста. Но практика использования этого привода на ОАО НПО «Электромашина» (г. Челябинск) показала, что возможности регулирования частоты вращения для него ограничены. Приходится в двигатель закладывать две якорные обмотки: одну на низкие обороты и большой момент, другую на высокие обороты и маленький момент. В противном случае габаритные размеры силовой электроники, которые определяются током и напряжением, превысили бы в несколько раз габариты самой электрической машины. Такой проблемы бы не возникло, если бы в машину была заложена возможность регулирования магнитного потока поля возбуждения.

В связи с этим возникла задача разработки вентильной машины постоянного тока с дискретной коммутацией комбинированного возбуждения, которая бы содержала все преимущества вентильной магнито-электрической машины и исключала ее недостатки.

Основные преимущества машины комбинированного возбуждения. Ма-

шина с комбинированным возбуждением – это вращающаяся электрическая машина, возбуждаемая постоянными

магнитами и обмотками возбуждения (ГОСТ 27471. Машины электрические вращающиеся. Термины и определения).

Оценим качественно объем системы возбуждения при применении обмотки возбуждения и при применении постоянных магнитов, обозначив линейный размер через «а».

При электромагнитном возбуждении (от обмотки возбуждения) магнитный поток зависит от площади поперечного сечения магнитопровода и площади поперечного сечения обмотки, т.е. магнитный поток пропорционален линейному размеру в 4-й степени:

Фо.в ≡ а4 ,

где Фо.в – магнитный поток от обмотки

возбуждения Как известно, мощность, идущая

при этом на возбуждение, составляет 5– 15 % от номинальной мощности машины [2], поэтому электроника управления имеет малые габариты и она достаточно дешевая.

При магнитоэлектрическом возбуждении (от постоянных магнитов) магнитный поток зависит от объема постоянного магнита, т.е. от линейных размеров в 3-й степени:

Фп.м ≡ а3,

где Фп.м – магнитный поток от постоян-

ных магнитов.

При этом постоянные магниты имеют большое магнитное сопротивление для внешней магнитной цепи. Практически невозможно провести внешнее магнитное поле через объем постоянного магнита. По этой причине магнитоэлектрические машины не регулируются по цепи возбуждения, что ограничивает их применение. Регулирование по якорной цепи, через которую проходит 85–95 % номинальной мощности, требует дорого-

стоящей электроники, которая занимает при этом существенный объем.

Машина комбинированного возбуждения позволяет изменять магнитный поток в широких пределах, так как имеет возможность как вычитать от магнитного потока постоянных магнитов, так и прибавлять к нему:

ФΣ = Фп.м Фо.в,

где ФΣ – результирующий магнитный

поток.

Таким образом, применение машины комбинированного возбуждения позволяет уменьшить габариты за счет использования мощных высококоэрцитивных магнитов, упростить и удешевить электронику, позволяющую регулировать момент и обороты по цепи возбуждения. При этом появляется возможность использовать преимущества двух систем возбуждения и исключить их недостатки. Требуется только решить инженерную задачу разработки такой конструкции.

Конструкция и принцип действия вентильной машины комбинирован-

ного возбуждения. На энергетическом факультете ЮУрГУ в течение ряда лет велись научно-исследовательские и опытно-конструкторские работы по созданию вентильных машин постоянного тока комбинированного возбуждения. Описание конструкции и принципа работы одной из них приводятся ниже [1].

На рис. 1, а представлен продольный разрез машины, на рис. 1, б – поперечный.

Машина состоит из статора и ротора. Статор содержит шихтованные пакеты 1 и 2 с пазами. Пазы пакетов в осевом направлении совпадают. В пазах пакетов расположена многофазная обмотка 3. Шихтованные пакеты напрессованы на массивные детали магнитопровода 4 и 5.