Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1 Индукторные генераторы в малой энергетике 11
1.1 Малая энергетика 11
1.2 Гидроэнергетика 12
1.3 Гидроагрегаты для малой энергетики 16
1.4 Ветроэнергетика 21
1.5 Генераторы для малой энергетики 27
1.6 Цель работы. Основные решаемые задачи 35
Выводы по первой главе 37
ГЛАВА 2 Преобразование энергии в зазоре индукторной машины 38
2.1 Преобразование энергии в зазоре индукторной машины без учета насыщения 38
2.2 Преобразование энергии в зазоре индукторной машины с учетом насыщения 41
2.3 Математическое моделирование индукторной машины 44
Выводы по второй главе 52
ГЛАВА 3 Расчёт и исследование магнитного поля в зазоре индукторной машины 53
3.1 Расчет магнитного поля зубцовой зоны индукторной машины 53
3.2 Магнитная проводимость зубцовой зоны индукторной машины 58
3.3 Расчет коэффициента формы кривой намагничивания 65
3.4 Электромагнитная мощность индукторной машины 69
Выводы по третьей главе 74
ГЛАВА 4 Вопросы проектирования индукторных генераторов 75
4.1 Выбор индукторного генератора 75
4.2 Выбор частоты вращения генератора 80
4.3 Выбор главных размеров индукторного генератора 83
4.4 Выбор числа пар полюсов 85
4.5 Выбор плотности тока обмотки статора
4.6 Обмотка статора индукторного генератора 91
Выводы по четвёртой главе 100
ГЛАВА 5 Исследование статических и динамических характеристик индукторного генератора 101
5.1 Принципы построения модели 101
5.2 Исследование формы ЭДС индукторного генератора 102
5.3 Характеристики индукторного генератора 105
5.4 Исследование электромагнитного момента индукторного генератора 107
5.5 Исследование динамических режимов индукторного генератора 108
Выводы по пятой главе 111
Заключение 112
Список литературы
- Гидроагрегаты для малой энергетики
- Преобразование энергии в зазоре индукторной машины с учетом насыщения
- Расчет коэффициента формы кривой намагничивания
- Выбор главных размеров индукторного генератора
Гидроагрегаты для малой энергетики
В последнее время, не только в нашей стране, но и во всём мире, всё более актуальным становится вопрос об истощении запасов «традиционных» источников энергии, таких как нефть, каменный уголь, природный газ. По прогнозам Международного энергетического агентства, при сохранении современных тенденций в мировой энергетике, в период до 2020 года глобальное потребление первичных энергоресурсов может возрасти на 65%. При современных темпах роста потребления ископаемых видов топлива запасов нефти хватит максимум на 75 лет, природного газа — не более чем на 100 лет, угля - на 200 лет.
Кроме этого, в последнее десятилетие во всём мире также актуальным становится вопрос об ухудшении экологической обстановки, а, как хорошо известно, существующие на сегодняшний день технологии получения энергии от ископаемых источников являются одними из наиболее «экологических грязных».
Во всём мире возрастает интерес к альтернативным источникам энергии, позволяющим использовать энергию возобновляемых, экологически чистых источников.
Невозобновляемые источники энергии - это природные запасы веществ и материалов, которые могут быть использованы человеком для производства энергии. Возобновляемые источники энергии - это источники на основе постоянно существующих или периодически возникающих в окружающей среде потоков энергии. Возобновляемая энергия не является следствием целенаправленной деятельности человека, и это является ее отличительным признаком [53].
Энергия невозобновляемых источников, в отличие от возобновляемых, находится в природе в связанном состоянии и высвобождается в результате целенаправленных действий человека. Ресурсы невозобновляемых источников небезграничны и постепенно истощаются.
Возобновляемые источники энергии: энергия ветра, геотермальная энергия, солнечная энергия, энергия приливов и отливов, гидроэнергетика -хотя и не безграничны, но со временем не истощаются. Возобновляемые источники энергии наиболее перспективны и с точки зрения экологии.
Среди возобновляемых источников энергии следует выделить гидроэнергетику и ветроэнергетику. Данные источники энергии наиболее равномерно распределены по поверхности земли, что немаловажно для обеспечения энергией больших регионов, поскольку уменьшает затраты на передачу и распределение электроэнергии. Другие источники энергии, как правило, привязаны к определенному месту. Энергия морских волн и энергия приливов может использоваться только в прибрежной зоне. Геотермальная энергетика может развиваться в зонах вулканической активности. Даже солнечная энергетика требует мест с большим количеством солнечных дней в году, что в основном имеет место в пустынных сухих районах.
Возобновляемые источники энергии используются для выработки электроэнергии довольно давно. История гидроэнергетики насчитывает более 100 лет. Ненамного меньше, история использования энергии ветра. Более 50 лет используются в мире приливные электростанции. Накоплен большой опыт строительства электростанций, в основном для большой энергетики. При этом, область малой энергетики до сих пор остается освоенной недостаточно. Причина - отсутствие или высокая стоимость оборудования для выработки электроэнергии на основе низкоэнергетических водных и ветровых потоков.
Развитие гидроэнергетики начиналось со строительства небольших ГЭС, которые в настоящее время отнесли бы к разряду «малых». В дальнейшем с ростом единичной мощности агрегатов, усилия разработчиков сосредоточились на создании больших ГЭС, позволяющих решать проблемы электрофикации целых регионов и даже стран. При этом были созданы уникальные технологии проектирования и строительства гидросооружений, гидротурбин и гидрогенераторов. Одновременно, строились гидростанции средней и малой мощности, в основном использовавшие технологии строительства крупных ГЭС.
К настоящему времени, возможности «большой» гидроэнергетики если не исчерпаны полностью, то приближаются к возможному пределу. Во многих районах мира трудно найти место для строительства крупных ГЭС. В то же время, потенциал строительства ГЭС небольшой мощности далеко не исчерпан.
Мировые гидроресурсы оцениваются приблизительно 33000 ТВт час. в год[131]. Из них доступны для освоения 4-25%. Меньшая цифра относится к большой энергетике.
Условная граница между «большой» и «малой» гидроэнергетикой определяется мощностью ГЭС. По разным классификациям разных стран и организаций малой считается ГЭС с мощностью менее 5-30 МВт. Высокий уровень границы между «большой» и «малой» гидроэнергетикой характерен для стран с развитой энергетикой, низкий для развивающихся стран. Так в США, ГЭС мощностью вплоть до 30 МВт считаются малыми, в латиноамериканских странах относят к малым ГЭС мощностью до 10 МВт. Часто, малые ГЭС разделяют на категории. Собственно малые ГЭС находятся в диапазоне мощностей от 1 до 10 МВт, мини ГЭС имеют мощность от 100 кВт до 1 МВт, менее 100 кВт мощности имеют микро ГЭС. Тем не менее, термин малые ГЭС (МГЭС) остается в большинстве случаев обобщающим.
Преобразование энергии в зазоре индукторной машины с учетом насыщения
Действительно, если \/=const, первый член уравнения (2.3) обращается в ноль и для определения момента требуется найти только величину изменения магнитной энергии. Пусть на рис.2.1 потокосцепление \\f\ постоянно. Кривые намагничивания О А и ОВ соответствуют двум различным угловым положениям ротора 0. Тогда магнитная энергия для двух угловых положений будет соответствовать площадям криволинейных треугольников 0A\/i и 0B\/i соответственно. Площадь криволинейного треугольника ОАВ будет соответствовать разности магнитной энергии в системе при изменении углового положения 0 и, следовательно, произведённой при этом механической работе. К сожалению, постоянство потокосцепления является частным случаем и в реальной магнитной системе наблюдается не всегда.
На рис. 2.1 коэнергия соответствует площади треугольника ОАІі для кривой намагничивания О А и площади треугольника 0ВІ2 для кривой намагничивания ОВ. Коэнергия в нелинейной системе может быть определена с помощью интеграла: WK = S (lfQ)dl (2.11) Для нелинейной системы, часто рекомендуют упростить задачу и рассчитывать момент при постоянном токе фазы I [63]. Действительно, если I=const, второй член уравнения (2.7) обращается в ноль и для определения момента требуется найти только величину изменения коэнергии CIWK. Пусть на рис.2.1 ток фазы її постоянен. Тогда коэнергия для двух угловых положений будет соответствовать площадям криволинейных треугольников О All и ОСІї соответственно. Площадь криволинейного треугольника О АС будет соответствовать разности коэнергии в системе при изменении углового положения 0 и, следовательно, произведённой при этом механической работе. Как и в случае с постоянным потокосцеплением постоянство тока тоже является частным случаем и в реальной магнитной системе наблюдается не всегда. Выражение момента через энергию или коэнергию не всегда удобно, так как требует расчета магнитной энергии системы в каждый момент времени. Более удобно выразить момент через токи и потокосцепления, как в случае линейной системы. Для этого целесообразно ввести коэффициент формы кривой намагничивания .
Коэффициент определяет отношение величины магнитной энергии к полной энергии системы. Коэффициент магнитной энергии является безразмерной величиной, не зависит от конкретной величины магнитного поля и определяется только степенью магнитного насыщения системы и формой кривой намагничивания, которая, в свою очередь, зависит от материала магнитопровода и конструктивных особенностей магнитной системы. В отличие от коэффициента насыщения, часто используемого в расчетах магнитных систем, коэффициент магнитной энергии является интегральной характеристикой определяющей степень насыщения во всем диапазоне изменения магнитной индукции. Коэффициент насыщения магнитной системы показывает распределение МДС обмотки между магнитопроводом и рабочим зазором.
Выражение (2.13) можно использовать для расчета момента индукторной машины как в статических, так и в динамических переходных режимах. Коэффициент может быть определён по кривым намагничивания, используя выражение (2.10).
Электромагнитные процессы в обобщенной электрической машине описываются системой дифференциальных уравнений электрического равновесия фаз [29, 46]. Для m-фазной электрической машины система уравнений будет иметь вид: Ul = IlRl+"dt (2.15) ТІ - Т R I dm им 1mrvm T J где Ui-Um- напряжения фаз, її—Im— токи фаз, Ri-Rm- активные сопротивления фаз, \\f\ -\/м- потокосцепления фаз.
В выражении (2.15) напряжения есть функции времени U= U(t), токи фаз функции потокосцеплений фаз \/ и времени t (1= I(\/,t)), потокосцепления фаз есть функции токов фаз I и углового перемещения 0 (\/= \/(I, 0)). Зависимость потокосцеплений и токов, в общем случае нелинейная, зависит от насыщения участков магнитной цепи и магнитных проводимостей рабочих и паразитных зазоров. Для определения углового положения ротора 0 уравнение (2.15) необходимо дополнить уравнением движения M=Mc+J0, (2.16) где М - момент электрической машины, Мс- момент сопротивления нагрузки, J - момент инерции вращающихся частей.
Расчет коэффициента формы кривой намагничивания
Расчётная модель магнитного поля зубцовой зоны индукторной машины представлена на рис.3.1. Модель состоит из двух ферромагнитных участков, представляющих собой части магнитопроводов статора и ротора, разделённых немагнитным зазором 8. В центре ферромамагнитных участков сформированы зубцовые зоны статора и ротора, взаимное расположение которых может меняться от нуля (совпадение зубцов статора и ротора) до 180 электрических градусов (расположение зубцов статора над пазами ротора). По обе стороны от зубцовых зон расположены участки с равномерным зазором для уменьшения искажения магнитного поля на вертикальных границах модели. Для этой же цели, сплошные участки ферромагнитного материала сверху и снизу зубцовой зоны обеспечивают равномерность магнитного поля на горизонтальных границах модели. Магнитный поток в модели имеет преимущественно вертикальное направление, искривление линий магнитного поля имеет место только в области зубцовой зоны. Поэтому, с достаточной степенью точности можно считать, что силовые лини магнитного поля вблизи вертикальных границ модели параллельны вертикальной границе, то есть выполняется условие Дирихле (векторный потенциал A=const). Аналогично, силовые лини магнитного поля вблизи горизонтальных границ модели перпендикулярны горизонтальной границе, то есть выполняется условие Неймана =0 [23, 98]. Расчёт модели проводился при следующих граничных условиях. На горизонтальных границах выбирались граничные условия тт:=0. На вертикальных границах были заданы А=0 на одной границе и различные значения А на другой, для варьирования величины магнитного потока модели Ф. Характеристика намагничивания магнитного материала соответствовала кривой намагничивания электротехнической стали 2412. Определялись магнитный поток зубцового деления Ф2 и МДС зубцовой зоны Fz.
Результаты расчётов представлены в виде кривых намагничивания Bz=f(H ), где Bz - средняя магнитная индукция в зубцах, Н - условная напряжённость магнитного поля рабочего зазора. Ввиду сильной неравномерности магнитного поля в зазоре индукторной машины, точное определение даже средних величин В и Н затруднительно. Поэтому для представления результатов выбраны условные величины. Преобразование магнитного потока зубцового деления модели Ф2 к Bz осуществляется по формуле
На основе модели (рис.3.1) были проведены расчёты магнитного поля зубцовой зоны индукторной машины с помощью программы FEMM. На рисунках 3.2-3.5 даны характеристики намагничивания зубцовой зоны индукторного генератора для различных соотношений размеров зубцовой зоны и различного взаимного расположения зубцов статора и ротора. 2 4 б 8
Характеристика намагничивания зубцовой зоны bz/x=0.5; т/8=8 Расчёты проводились для следующей зубцовой геометрии: отношение высоты зубца hz к зубцовому делению т hz/x=0.5, отношение ширины зубца bz к т менялось в пределах bz/x=0.4-0.6, отношение т к величине рабочего зазора 8 изменялось в пределах т/8=8-80. Электрический угол 0 менялся в пределах 0-180 эл. град. На рис.3.2-3.5 представлены характеристики для отношения bz/x=0.5. Характеристики для bz/x=0.4 и 0.6 приведены в приложениях П. 1.1 -1.8.
На основе расчётов магнитного потока зубцового деления Ф2 и МДС зубцовой зоны Fz были проведены расчёты магнитной проводимости рабочего зазора индукторной машины. Расчёт магнитной проводимости необходим для проведения гармонического анализа зависимости магнитной проводимости рабочего зазора от угла поворота ротора 0. Данная зависимость определяет, в свою очередь, гармонический состав выходного напряжения индукторного генератора.
Магнитная проводимость рабочего зазора индукторной машины может быть определена как тангенс угла наклона касательной к кривой намагничивания в начальной части кривой (точка Ф2=0 и Fz=0) [63]. В начальной части кривой намагничивания насыщение невелико и МДС зубцовой зоны зависит практически только от магнитной проводимости зазора. Поэтому, приближённо магнитная проводимость может быть определена по формуле к = % (3-3) где Xz- проводимости зубцовой зоны, Ф2-магнитный поток, Fz- МДС зубцовой зоны. Точность расчёта Xz по формуле (3.3) тем больше, чем при меньшем значении средней магнитной индукции в зубцах Bz проводятся расчёты.
На рис. 3.6-3.8 показаны зависимости проводимости Xz от углового положения ротора 0 и относительной величины зазора т/8 Полученные значения магнитных проводимостей рабочего зазора хорошо согласуются с величинами магнитных проводимостей зазора индукторной машины, полученные в ряде работ другими авторами с помощью метода моделирования магнитного поля на электропроводящей бумаге [31, 19].
Зависимости магнитной проводимости рабочего зазора от угла поворота ротора 0 содержат высшие гармоники. Для оценки несинусоидальности полученных кривых был проведён гармонический анализ, с помощью разложения зависимостей магнитных проводимостей в ряд Фурье [43].
Выбор главных размеров индукторного генератора
Плотность тока в обмотке статора индукторного генератора зависит от применяемой системы охлаждения. Применение интенсивной системы охлаждения позволяет увеличить плотность тока в обмотках, снизить массу меди обмотки и уменьшить массу и габариты статора генератора. В прямоточном гидроагрегате с индукторным генератором, встроенным в трубу водовода, наиболее целесообразно использовать косвенное водяное охлаждение. В качестве хладагента используется поток воды через турбину гидроагрегата, поэтому система охлаждения максимально проста и не требует сложных конструктивных деталей. Вода является очень эффективным охладителем, что позволяет значительно повысить плотность тока в обмотках статора. Дополнительным конструктивным преимуществом индукторного генератора является наличие безобмоточного зубчатого ротора, пазы между зубцами которого могут использоваться в качестве аксиальных каналов для охлаждения поверхности статора.
Для определения возможной плотности тока необходимо определить коэффициент теплоотдачи внутренней поверхности статора. Затем, после оценки теплового сопротивления между обмоткой статора и охлаждающей средой, можно рассчитать значение превышения температуры обмотки статора над температурой охлаждающей среды при данном значении плотности тока. Максимальная допустимая плотность тока будет соответствовать температуре обмотки, меньшей допустимого значения температуры изоляции обмотки применяемого класса.
Коэффициент теплоотдачи внутренней поверхности статора определялся по методике теплового расчёта электрических машин [58] ав = 0.023 XPr-4(-ReS8+ -Re-8), (4.11) где, Re- критерий Рейнольдса, Рг- критерий Прандтля, Х-теплопроводность охлаждающей среды, т-зубцовое деление ротора генератора, 8-величина зазора. Выражение (4.11) учитывает поток охлаждающей воды в области паза ротора индукторного генератора (Re і для гидравлического диаметра равного т/2) и в области зубца (Re2 для гидравлического диаметра равного 8 12). Скорость потока воды в пазовой области ротора принималась приблизительно равной скорости основного потока.
Полученные значения коэффициента теплоотдачи ав в зависимости от скорости течения воды и величины зубцового деления ротора индукторного генератора т приведены на рис. 4.9.
Зависимость коэффициента теплоотдачи ав от величины зубцового деления статора т при разных скоростях течения воды v
Определение температуры перегрева обмотки статора проводилось на основе схемы замещения, приведённой на рис. 4.10. На схеме Рм- потери в меди обмотки статора, Рст- потери в стали, Лиз- тепловая проводимость изоляции обмотки, Лст- тепловая проводимость зубцов статора генератора, Ла- тепловая проводимость между поверхностью статора и охлаждающей средой.
Расчёт температуры обмотки проводился при следующих допущениях: - охлаждение генератора осуществляется только водой со стороны внутренней поверхности статора и тепловой поток направлен от магнитопровода к рабочему зазору; - потери в стали ротора не учитываются, поскольку ротор достаточно хорошо охлаждается потоком воды и потери в роторе не влияют на нагрев обмотки статора; - тепловое сопротивление между лобовыми и пазовыми частями обмотки статора не учитывается. Вместо этого, принималась постоянная разница температур между лобовыми и пазовыми частями обмотки в размере 10С. ст( А
Представленные на рис.4.11 зависимости показывают, что косвенное охлаждение статора индукторного генератора водой является достаточно эффективным. Возможные значения плотностей тока в обмотке могут достигать 10 А/мм и выше. При этом, превышение температуры обмотки над температурой охлаждающей воды не превышает 70-80 С, что вполне допустимо для изоляции класса нагревостойкости F.
Можно отметить, что увеличение скорости течения воды от 1 до 3 м/с не сильно влияет на снижение превышения температуры обмотки, поскольку интенсификация охлаждения внутренней поверхности статора не сильно уменьшает перепады температуры в изоляции обмотки и магнитопроводе статора. Поэтому, максимальная допустимая плотность тока в обмотках индукторного генератора при косвенном водяном охлаждении может быть в районе 9-11 А/мм . При необходимости дальнейшего увеличения плотности тока в обмотке статора следует применять непосредственное водяное охлаждение.
На статоре индукторного генератора располагается как якорная обмотка переменного тока, так и обмотка возбуждения, обтекаемая постоянным током.Распределённая якорная обмотка располагается в открытых пазах (рис. 4.12) по всей окружности внутренней поверхности статора. Обмотка возбуждения выполняется сосредоточенной и располагается в, так называемых, «больших» пазах, в которых также могут располагаться секции обмотки якоря.
Большие пазы могут выполняться более глубокими, чем пазы якорной обмотки, тогда ширину «больших» пазов можно делать одинаковой с другими пазами, что увеличивает коэффициент использования поверхности статора. Однако глубокие большие пазы уменьшают высоту ярма в местах их расположения и увеличивают магнитную индукцию в ярме. Увеличение высоты ярма, для устранения этого недостатка, увеличивает массу и габариты статора.
Можно делать «большие» пазы одинаковой высоты со всеми пазами. Тогда высота ярма не увеличивается, но для размещения в них обмотки возбуждения «большие» пазы должны быть широкими. Это приводит к некоторому ухудшению использования поверхности статора.
Обмотка возбуждения создаёт многополюсный магнитный поток Ф (рис. 4.12), который создаёт смещение МДС в зазоре генератора. Распределённая обмотка якоря создаёт вращающееся магнитное поле генератора. На рис. 4.13 приведены кривые распределения МДС в рабочем зазоре индукторного генератора для двух моментов времени, с учётом смещения, вызванного обмоткой возбуждения. Без учёта смещения, принцип создания МДС рабочего зазора в индукторной машине с помощью распределённой обмотки не отличается от создания МДС в зазоре обычной машины переменного тока. Отличаются способы наведения ЭДС в секциях обмотки якоря.
В индукторной машине ЭДС в секциях обмотки якоря наводится благодаря изменению магнитных потоков зубцов охваченных витками данной секции. Магнитный поток зубцов изменяется за счёт изменения магнитной проводимости рабочего зазора в местах расположения зубцов при взаимном перемещении зубцовых зон статора и ротора. Зубцы статора распределены по окружности ротора с последовательным сдвигом относительно зубцов ротора.
Средний шаг секций однослойной обмотки якоря равен половине расстояния между зубцовыми делениями статора, одинаково ориентированными относительно зубцовых делений ротора (диаметральный шаг равныйполюсному делению обмотки). При диаметральном шаге обеспечивается максимальная ЭДС секции.
Ширина полюсов обмотки возбуждения должна быть кратна величине полюсного деления обмотки якоря. При выполнении этого условия магнитная проводимость магнитной цепи контура возбуждения будет постоянной, что обеспечивает постоянство магнитного потока возбуждения генератора и отсутствие наведения ЭДС в обмотке возбуждения. При ширине полюсов обмотки возбуждения равной двойному полюсному делению обмотки якоря обеспечивается максимальная магнитная симметрия секций обмотки якоря, поскольку секции всех фаз генератора пронизываются магнитным потоком возбуждения одного направления.
