2809.Автоматизация в электроэнергетике и электротехнике

а

б

Рис. 1. Машина комбинированного возбуждения: а – продольный разрез; б – поперечный разрез

Детали 4 и 5 насажены на втулку 6. Между пакетами магнитопровода расположена неподвижная обмотка возбуждения 7. Ротор генератора расположен снаружи статора. Он имеет массивные полюса 8 и постоянные магниты 9 и 10. Постоянные магниты и полюса чередуются между собой, располагаясь по окружности. При этом они образуют два кольца, которые охватывают шихтованные пакеты 1 и 2 . Кольца расположены между собой таким образом, что в осевом направлении напротив полюса 8 находится постоянный магнит 9 или 10. Магниты 9 и 10 имеют радиальную намагниченность, при этом в одном кольце

магниты имеют «южную» намагниченность 9 на поверхности, обращенной к пакету, в другом кольце – «северную» 10.

Машина работает следующим образом. При питании обмотки возбуждения 7 постоянным током она создает магнитный поток, который замыкается по пути: шихтованный пакет 1, воздушный зазор, массивный полюс 8 первого кольца, спинка ротора, массивный полюс 8 второго кольца, воздушный зазор, шихтованный пакет 2, деталь магнитопровода 5, втулка 6, деталь магнитопровода 4.

Магнитный поток, который создается постоянными магнитами, замыкается по следующему пути: шихтованный пакет 1, воздушный зазор, «южный» магнит 9, спинка ротора, «северный» магнит 10, воздушный зазор, шихтованный пакет 2, деталь магнитопровода 5, втулка 6, деталь магнитопровода 4. Таким образом, магнитные потоки имеют общие участки только во втулке и спинке ротора. В остальных участках магнитопровода магнитные потоки не пересекаются. Направление магнитного потока от постоянных магнитов не меняется. Направление потока от обмотки возбуждения зависит от полярности источника питания, к которому она подключена. При этом ЭДС от обмотки возбуждения может как прибавляться к ЭДС постоянных магнитов, так и вычитаться из него, что обеспечивает глубокое регулирование по цепи возбуждения.

На данную конструкцию имеется патент Российской Федерации 2244996.

Функциональная схема электротрансмиссии на базе машин комбинированного возбуждения для гибридно-

го транспорта. Как и для всякой электрической машины, для вентильной машины комбинированного возбуждения применим принцип обратимости.

Она может работать и в режиме генератора, и в режиме двигателя. Применение машины комбинированного возбуждения как для генератора, так и для тяговых двигателей дает существенные преимущества перед другими типами электротрансмиссий. При этом предлагаются следующие конструктивные решения:

1.Генератор встраивается в корпус двигателя внутреннего сгорания.

2.Силовая электроника (для генератора это трехфазный выпрямительный мост, для двигателя – коммутатор с дис-

кретной коммутацией) встраивается

вэлектрические машины.

3.Управление приводом осуществляется по слаботочной цепи возбуждения.

Для генератора таким образом возможно менять выходное напряжение от 0 до номинала с возможностью перегрузки. Для двигателя возможность менять возбуждение позволит в широком диапазоне изменять частоту вращения.

На рис. 2 приведена функциональная схема электротрансмиссии для варианта гибридного транспорта.

Рис. 2. Функциональная схема электротрансмиссии

Электротрансмиссия гибридного транспорта в представленном функциональном исполнении имеет следующие основные преимущества:

1. Минимально возможные габаритные размеры силовых электрических машин за счет высоких удельных пока-

зателей машин комбинированного возбуждения.

2.Практически отсутствует объем для силовой электроники за счет встраивания ее в электрические машины.

3.Максимально упрощена система управления приводом за счет использования управления по слаботочной цепи возбуждения.

Методика анализа электромагнитных процессов в машине комбинированного возбуждения. При внеш-

ней простоте конструкции электромагнитные процессы, происходящие в машине комбинированного возбуждения, достаточно сложны. Поэтому для их анализа были использованы новейшие инженерные технологии, в частности программный комплекс Maxwell, реализующий метод конечных элементов для расчета магнитных полей. Фрагменты такого анализа представлены на рис. 3.

Программный комплекс позволяет определить все необходимые параметры

ихарактеристики (ЭДС, напряжения, токи, момент, потери). Расчеты подтвердили работоспособность данной конструкции и ее эффективность.

Трехмерное твердотельное моде-

лирование конструкции генератора и мотор-колеса для электротрансмис-

сии. Особенность разработки электротрансмиссии заключается в том, что электрические машины должны быть встроены в габарит конкретного автомобиля, т.е. для каждого автомобиля должен быть разработан свой дизайн генератора и двигателя, которые вписывались бы в необходимый объем.

На данном этапе энергетический факультет ЮУрГУ предлагает только концепцию применения машин комбинированного возбуждения. Для конкретного применения этой концепции необходима проработка исполнения для конкретного автомобиля.

Ниже приводятся результаты моделирования и макетирования машин комбинированного возбуждения, выполненных для конкретных заказчиков.

Одна из них – дизель-генераторная установка с высокими массоэнергетическими показателями ДСГУ8-П/28.5-2-М1. Основные параметры установки приведены ниже.

Технические характеристики ди- зель-генераторной установки:

Трехмерная модель собственно генератора комбинированного возбуждения представлена на рис. 4.

Рис. 4. Трехмерная твердотельная модель генератора

Работы проводились по заказу ОАО «Электроагрегат» (г. Новосибирск). По его требованию необходимо было максимально сократить габариты и массу существующей серийной установки. Она имеет габаритные размеры представленные на рис. 5

Врезультате применения генератора указанной конструкции габаритные размеры и масса установки сократилась примерно в 2 раза (рис. 6).

Врамках заказа был изготовлен опытный образец дизель-генераторной установки (рис. 7).

Натурные испытания опытного образца подтвердили параметры, представленные выше.

Применительно к электротрансмиссии в рамках научно-исследовательской работы, проводимой на факультете, был

разработан проект мотор-колеса для легкового автомобиля, параметры которого представлены ниже.

Рис. 6. Дизель-генераторная установка с генератором комбинированного возбуждения

хронных двигателях. Аналогичный спектр гармоник напряжения был получен и для второй формы импульсов.

а

б

Рис. 1. Формы импульсного напряжения: а – с постоянной шириной импульсов; б – синусоидальная ШИМ

Рис. 2. Гармонический состав питающего напряжения с постоянной шириной импульсов

Методики расчета, используемые для расчета электромагнитных процессов в асинхронных двигателях при пита-

нии от полигармонических источников напряжения, не учитывают дополнительные потери от высших гармоник питающего напряжения, предполагают постоянство активных и индуктивных сопротивлений обмоток асинхронного двигателя, в то время как эти параметры являются переменными и зависят от частоты гармоники и формы питающего напряжения.

Взаимодействия токов и магнитных полей высших гармоник создают свои электромагнитные моменты, которые могут действовать в разные стороны. Для оценки влияния высших гармоник на электромагнитный момент АД целесообразно ввести коэффициент изменения электромагнитного момента Kизм.м:

∞

Mн +∑Мν

где Мн – номинальный момент; Mν – электромагнитный момент ν-й гармоники.

В крупных АД активное сопротивление обмоток можно принять пропорциональным номеру гармоники, тогда момент от ν-й гармоники

где Мп – пусковой момент; kМ – кратность максимального момента.

Сумма электромагнитных моментов от всех высших гармоник

Расчет показал, что при питании импульсами напряжения с постоянной шириной Kизм.м составил 0,973, а при питании импульсами напряжения с синусоидально изменяющейся шириной импульсов Kизм.м = 0,995. Очевидно, что при питании АД от ПЧ с синусоидальной ШИМ электромагнитный момент изза действия высших гармоник напряжения снижается меньше, чем при питании импульсами постоянной ширины.

Потери в стали АД при несинусоидальном питающем напряжении больше, чем при синусоидальном напряжении. Высшие гармоники питающего напряжения приводят к выделению дополнительных потерь в АД, в частности дополнительных потерь в стали. Каждая из гармоник напряжения вызывает в стали АД свои потери на гистерезис и вихревые токи. Величина потерь в стали АД влияет на точность определения их электромеханических характеристик и тепловое состояние.

Точный расчет потерь в стали от высших гармоник несинусоидального напряжения сложен, поэтому его зачастую производят на основе либо усреднения мгновенных значений напряжения на периоде несущей частоты ШИМ [4], либо упрощенного инженерного подхода определения потерь в стали, который не предполагает разделения потерь в стали на потери на вихревые токи и гистерезис и разработан для синусоидального напряжения промышленной частоты [7]:

pст.ν ≡ Bν2 fνβ,

где pст.ν – потери в стали от действия ν-й гармоники; fν – частота ν-й гармоники; β = 1,3…1,5 – показатель степени, зависящий от марки стали. Данный показатель учитывает соотношение потерь на вихревые токи и гистерезис в конкретной марке стали при промышленной частоте. Полные потери

встали определяются путем суммирования потерь от действия каждой гармоники.

Внастоящее время расчет этих потерь в АД при питании от ПЧ производится по упрощенным методикам, не предполагающим разделение потерь в стали на составляющие, что не позволяет наиболее полно учесть потери в стали от высших гармоник напряжения. Данный подход не позволяет учитывать тот факт, что с ростом частоты соотношение потерь на вихревые токи и гистерезис не остается постоянным, поскольку потери на гистерезис пропорциональны частоте

впервой степени, а потери на вихревые

токи пропорциональны ее квадрату. С увеличением частоты гармоники потери в стали на вихревые токи возрастают быстрее, чем потери в стали на гистерезис. Следовательно, показатель степени β для каждой гармоники будет различен. Необходима разработка более полной методики расчетного определения потерь в стали АД при питании от полигармонических источников напряжения с подтверждением результатами численного моделирования.

Потерь в стали АД при питании от ПЧ с ШИМ напряжения целесообразно разделить их на вихретоковую и гистерезисную составляющие:

где рст.осн – основные потери в стали; рг и рвх – потери на гистерезис и вихревые токи соответственно; Kг и Kвх – коэффициенты потерь на гистерезис и вихревые токи соответственно; Вэкв – эквивалентная величина магнитной индукции, усредненная по массе зубцов и ярма сер-

дечника статора; f – частота; ma1 и mz1 – масса ярма и зубцов сердечника статора

соответственно.

Эквивалентную усредненную величину магнитной индукции можно определить из соотношения

где pa1 и pz1 – потери в стали ярма и зубцов статора соответственно; Ba1 и Bz1 – магнитная индукция в ярме и зубцах статора соответственно.

Коэффициенты Kг и Kвх могут зависеть от частоты и магнитной индукции [1, 3]. Данные зависимости имеют сложный характер, но в рабочем диапазоне индукций изменением указанных коэффициентов можно пренебречь.

Коэффициент потерь на вихревые токи [2]

где d – толщина листа стали, м; ρст – удельное электрическое сопротивление стали, Ом·м; γст – плотность стали, кг/м3.

Считая величину потерь в стали от первой гармоники известной, коэффициент потерь на гистерезис можно выразить из выражения (1) с учетом выражения (2)

где mст – суммарная масса ярма и зубцов сердечника статора, кг.

Примем, что эквивалентная величина магнитной индукции в сердечнике статора от первой гармоники пропорциональна первой гармонике магнитной индукции в рабочем зазоре АД. Тогда

где Bδ1 – амплитуда первой гармоники индукции в зазоре АД; U1 – амплитуда первой гармоники питающего напряжения; f1 – частота первой гармоники питающего напряжения; w – число витков обмотки статора; Sмаг – площадь поперечного сечения магнитопровода на пути основного потока; kоб1 – обмоточный коэффициент; k – коэффициент пропорциональности.

Эквивалентная величина магнитной индукции в сердечнике статора АД от ν-й гармоники

где Bδν – амплитуда ν-й гармоники магнитной индукции в зазоре; Uν – амплитуда ν-й гармоники питающего напряжения.

Потери в стали от действия первой гармоники магнитной индукции

Потери в стали от действия ν-й гармоники магнитной индукции

где Kв = 2,5 – коэффициент, учитывающий увеличение потерь в стали от высших гармоник вследствие перемагничивания по частичным циклам [8].

Для высших гармоник магнитной индукции, имеющих высокие частоты, имеет место эффект размагничивающего действия вихревых токов, заключающийся в вытеснении магнитного потока из середины листа стали к поверхности [5]. Это приводит к уменьшению потерь от вихревых токов пропорционально