Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние проблемы и постановка задачи сследования 9
1.1. Современное состояние и перспективы развития автономных нергетических установок.9
1.1.1. Общая структура автономных энергетических установок. 9
1.1.2. Приводные двигатели для автономных энергоустановок 10
1.1.3. Электрические генераторы для автономных энергоустановок 14
1.2. Анализ качества электрической энергии 22
1.2.1. Показатели качества электрической энергии 22
1.2.2. Влияние ухудшения качества электрической энергии на потребителя 30
1.2.3. Анализ причин ухудшения качества электрической энергии 32
1.2.4. Методы улучшения качества электрической энергии 3 5 1.3 Обзор методов для сследования качества электрической энергии втономных энергоустановок 40
1.4. Основные выводы. Постановка задачи 50
2. Математические и компьютерные модели для нализа качества электрической энергии втономной энероустановки 51
2.1. Выбор структуры математической модели автономной энергоустановки 51
2.2. Математическая модель неявнополюсного синхронного генератора 52
2.3. Математические модели элементов системы возбуждения синхронного генератора57
2.3.1. Математическая модель синхронного возбудителя 57
2.3.2. Математическая модель регулятора возбуждения 60
2.4. Математическая модель приводного двигателя 61
2.5. Математические модели элементов нагрузки 62
2.5.1. Математическая модель активно-индуктивной нагрузки 62
2.5.2. Математическая модель асинхронного двигателя 64
2.6. Математическая модель автономной энергоустановки 68
2.7. Компьютерная модель автономной энергоустановки 71
2.7.1. Выбор программного продукта 71
2.7.2. Компьютерная модель бесконтактного синхронного генератора 75
2.7.3. Компьютерная модель газотурбинного двигателя 77
2.7.4. Компьютерные модели автономной энергоустановки с различными типами нагрузки78
2.8. Выводы 81
3. Уточнение математической модели еявнополюсного синхронного генератора 82
3.1. Определение активных и индуктивных параметров неявнополюсного синхронного генератора 82
3.2. Учет насыщения магнитной системы неявнополюсного синхронного генератора 87
3.3. Учет реальной геометрии магнитопроводов неявнополюсного синхронного генератора 99
3.4. Компьютерная реализация метода расчета коэффициента искажения синусоидальности кривой напряжения 105
3.5. Выводы 114
4. Проектирование неявнополюсного синхронного енератора 115
4.1. Методика эскизного проектирования 115
4.2. Выбор линейной нагрузки при проектирований НЯСГ 131
4.3. Алгоритм проектирования неявнополюсного синхронного генератора и его омпьютерная реализация 136
4.4. Управление качеством электрической энергии на стадии проектирования синхронных генераторов 142
4.5. Результаты проектирования синхронных генераторов 148
4.5.1. Результаты оптимизации генератора серии ВСГ 148
4.5.2. Сравнение синхронных генераторов с явнополюсным и неявнополюсным ротором 1 51
4.6. Выводы 154
5. Исследование показателей качества лектрической энергии 155
5.1. Установившиеся отклонения напряжения и частоты 155
5.2. Переходные отклонения напряжения и частоты 156
5.3. Коэффициент искажения синусоидальной кривой напряжения 159
5.4. Коэффициент небаланса напряжения при несимметричной агрузке фаз 162
5.5. Коэффициент амплитудной модуляции напряжения 165
5.6. Экспериментальные исследования 166
5.7. Выводы 177
Заключение 178
Литература 180
Приложение 1 195
- Анализ качества электрической энергии
- Математическая модель неявнополюсного синхронного генератора
- Учет насыщения магнитной системы неявнополюсного синхронного генератора
- Выбор линейной нагрузки при проектирований НЯСГ
Введение к работе
Автономные источники электрической энергии получают все большее распространение. Необходимость в них возникает там, где технически невозможно, например, на движущихся объектах, или экономически не выгодно использовать централизованное электрическое снабжение. Л это в первую очередь, объекты, удаленные от крупных электрических систем и имеющие собственные источники первичной энергии, например газовые и нефтяные месторождения.
Обеспечение качества электроэнергии (КЭ) для автономных систем электроснабжения промышленной частоты задача более сложная, чем для сетей общего назначения. При этом ухудшения качества электрической энергии губительным образом сказываются на многие группы потребителей. Существующие методы по улучшению КЭ, используемые для сетей централизованного электроснабжения, не всегда подходят для автономных энергетических установок (АЭУ). Например, дополнительные устройства, улучшающие КЭ, приводят к ухудшению массогабаритных и стоимостных показателей системы автономного электроснабжения. Более эффективным является использование внутренних возможностей АЭУ для обеспечения необходимого КЭ, а именно возможностей синхронного генератора, входящего в ее состав.
В настоящее время известны различные методы исследования качества электрической энергии в автономных системах электроснабжения, созданные трудами таких ученых как А.А. Горев, А.В. Иванов-Смоленский, Е.Я. Казовский, И.П. Копылов, М.П. Костенко, Г. Крон, Ф.А. Мамедов, Р. Парк, ПН. Петров, Р. Рихтер, СВ. Страхов, Р.В. Фильц, В.И. Чабан, Ю.Г. Шакарян и многие другие.
Развитие современных АЭУ идет по пути не только улучшения массогабаритных, экономических, экологических показателей, но и обеспечения необходимого КЭ. При этом с одновременным ростом
количества и качества средств разработки, резко сокращается время, отводимое на создание и внедрение в производство новых изделий.
Таким образом, развитие методов анализа КЭ на стадии проектирования АЭУ и синхронных генераторов для них является актуальной задачей.
Цель работы.
Целью настоящей работы является создание математических моделей и расчетных программ для анализа КЭ на стадии проектирования синхронных генераторов для АЭУ.
Задачи исследования:
определение методов улучшения КЭ;
создание методик и математических моделей по анализу КЭ;
разработка рекомендаций по проектированию неявнополюсных
синхронных генераторов с требуемым КЭ;
оценка адекватности разработанных методов и математических
моделей на основе сравнения теоретических и опытных данных,
Методы исследований.
При решении поставленных задач использовались методы математического анализа (матричная и векторная алгебра, дифференциальное исчисление, численные методы), расчета полей в электрических машинах, теории электрических цепей. Для исследования магнитных полей использовался конечно-элементный пакет FEMM-2.3, а для моделирования работы АЭУ - программный продукт Twente-SIM PRO 2.3. Все вычисления и графические построения производились на ПЭВМ с применением следующих пакетов программ: MathCAD 2000, AutoCAD 2000, MSWord 2000, MSExel 2000. Адекватность моделей подтверждена данными, полученными на испытательном стенде электромашиностроительного завода.
Научная новизна работы заключается в следующем:
разработанный комплекс имитационных моделей АЭУ позволяет исследовать все показатели КЭ в различных режимах работы;
показана эффективность использования универсальных программных средств;
разработан алгоритм проектирования синхронных генераторов, позволяющий анализировать проектные решения, а также разработаны программы для проектирования синхронных генераторов;
на основе разработанной методики определен коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения с учетом реальной геометрии, насыщения и режима работы неявнополюсных синхронных генераторов и исследовано влияние различных факторов на данный коэффициент.
Практическая ценность.
Разработанные программы для проектирования неявнополюсных синхронных генераторов позволяют проводить его более эффективно. Сформулированы инженерные рекомендации по модернизации генераторов серии ВСГ. На основе разработанной методики проведен анализ КЭ на стадии проектирования синхронных генераторов. Разработанные методики и программное обеспечение позволяют снизить затраты на проведение опытно-конструкторских работ и натурных испытаний.
Реализация результатов работы,
Разработанные математические модели и программы использованы на ОАО «СЭЗ» при создании и усовершенствовании серии генераторов ВСГ, а также на кафедре «Электромеханика» филиала МЭИ (ТУ) в г. Смоленске при выполнении научно-исследовательских работ, дипломном и курсовом проектировании.
Апробации работы.
Основные результаты работы докладывались и обсуждались на следующих конференциях: на научно-технической конференции "Электротехнические комплексы автономных объектов. Наука, производство, образование" (ЭКАО - 97, ЭКАО -99), г. Москва, 1997 г., 1999 г,; первой городской научно - практической конференции молодых ученых и студентов г. Смоленска, г. Смоленск, 1998 г.; III международной конференции "Электромеханика и электротехнологии", г. Клязьма, 1998 г.; ежегодной научно-технической конференции студентов и аспирантов вузов России "Радиоэлектроника и электротехника в народном хозяйстве", г. Москва, 1998 г.; первой городской научно-методической конференции "Современные компьютерные технологии в образовании и научных исследованиях", г. Смоленск, 1999 г.; международной научно-технической конференции "Состояние и перспективы развития электротехнологии" (X, XI Бенар досовские чтения), г. Иваново, 2001 г., 2003 г.; научно-технической конференции «Электротехника, электромеханика и электротехнологии. Энергетика. Экономика и менеджмент», г. Смоленск, 2001 г.
Публикации.
По теме диссертации опубликовано 10 печатных работ.
Структура и объем работы.
Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы и четырех приложений; имеет 179 страниц основного текста, 62 рисунок, 7 таблиц, 155 наименований списка литературы на 14 страницах и акт об использовании результатов исследований.
Анализ качества электрической энергии
Как было отмечено ранее, электроснабжение потребителя может производиться как от централизованных источников электрической энергии, так и от автономных. При этом в стандартах, регламентирующих КЭ в этих случаях, имеются некоторые различия в нормируемых показателях качества электрической энергии (ПКЭ). Поэтому есть необходимость сравнить свойства электрической энергии и ПКЭ их определяющие в различных системах электроснабжения, а именно; на зажимах сети общего назначения и на зажимах автономной энергетической установки. Рассмотрим ПКЭ для этих систем электроснабжения.
Для систем общего назначения качество электрической энергии характеризуется следующими показателями, изложенными в [20]: установившееся отклонение напряжения, размах изменения напряжения, доза фликера, коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения, коэффициент и-ой гармонической составляющей напряжения, коэффициент несимметрии напряжений по обратной последовательности, коэффициент несимметрии напряжений по нулевой последовательности, отклонение частоты, длительность провала напряжения, импульсное напряжение, коэффициент временного перенапряжения.
При определении значений некоторых ПКЭ используют следующие вспомогательные параметры электрической энергии: частоту повторения изменений напряжения, интервал между изменениями напряжения, глубину провала напряжения, частость появления провалов напряжения, длительность импульса по уровню 0.5 его амплитуды, длительность временного перенапряжения.
Для автономных электростанций и электроагрегатов переменного напряжения качество электрической энергии определяют по показателям, егламентируемым в [21]: установившееся отклонение напряжения при изменении симметричной нагрузки, установившееся отклонение напряжения при неизмененной симметричной нагрузке, переходное отклонение напряжения при сбросе - набросе симметричной нагрузки, время восстановления напряжения при сбросе - набросе симметричной нагрузки, установившееся отклонение частоты при неизмененной симметричной нагрузке, переходное отклонение частоты при сбросе - набросе симметричной нагрузки, время восстановления частоты при сбросе - набросе симметричной нагрузки, коэффициент амплитудной модуляции напряжения частотой 400 Гц при симметричной нагрузке, коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения, коэффициент небаланса междуфазных напряжений при несимметричной нагрузке фаз.
Из представленного выше видно, что для различных систем электроснабжения ПКЭ несколько отличаются, поэтому рассмотрим функциональные зависимости между отдельными ПКЭ. Для автономных систем дополнительно воспользуемся данными [22], так как в [21] нет функциональных зависимостей для определения ПКЭ.
Установившееся отклонение напряжения SUy для всех систем лектроснабжения определяют одинаково по формуле где Uy,UHOM -соответственно установившееся и номинальное значения напряжения. Переходное отклонение напряжения при сбросе - набросе симметричной нагрузки SUnep вычисляют по формуле максимальное и минимальное значения напряжения, зарегистрированные при переходном процессе и выходящие за пределы допускаемого значения установившегося напряжения. Переходное отклонение напряжения определяют только для АЭУ, а для систем централизованного электроснабжения используют другие ПКЭ, характеризующие процессы колебания напряжения в различных режимах. Такими ПКЭ являются: размах изменения напряжения, провал напряжения, импульс напряжения, временное перенапряжение. Размах изменения напряжения SU, определяют с помощью зависимости где Uf,Uj+\ - значения следующих один за другим экстремумов или экстремума и горизонтального участка огибающей среднеквадратичных значений напряжения основной частоты, определенных на каждом полупериоде основной частоты. Глубину провала напряжения Un вычисляют по формуле где U . - минимальное значение напряжения. Временное перенапряжение характеризуется показателем коэффициента временного перенапряжения К „, который равен где Uamax -максимальное амплитудное значение напряжения. Отклонение частоты для различных систем электроснабжения определяется по-разному. Для системы общего электроснабжения значение отклонения частоты Д/вычисляют по формуле где fy - усредненное значение частоты, fHOM - номинальное значение частоты. Установившееся отклонение частоты для автономной системы электроснабжения при неизмененной симметричной нагрузке Sfy определяют по формуле где / ,f . - соответственно наибольшее и наименьшее значение max mm частоты. Переходное отклонение частоты при сбросе - набросе симметричной нагрузки регламентируется только для АЭУ. Значение переходного отклонения частоты 8fnen вычисляют по формуле где /щах(/ )-соответственно максимальное и минимальное значения частоты, зарегистрированные при переходном процессе и выходящие за пределы допускаемого значения установившейся частоты, fycm допускаемое значение установившейся частоты. Коэффициент амплитудной модуляции напряжения частотой 400 Гц при симметричной нагрузке К , можно найти по формуле где UM , U . - соответственно максимальное и минимальное max min зарегистрированные значения напряжений на данной ступени нагрузки. Данный ПКЭ регламентируется только для АЭУ, однако, при периодической модуляции существует зависимость Коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения L, в процентах вычисляют по формуле где U, ч - действующее значение n-ой гармонической составляющей напряжения. Дополнительно для систем общего назначения нормируют и отдельные гармоники напряжения. Для этого используют коэффициент п-ой гармонической составляющей напряжения АГ, г, ,, который равен
Несимметрия напряжений в различных системах электроснабжения определяется разными ПКЭ, но они взаимосвязаны. При этом для систем общего назначения определяют коэффициенты несимметрии напряжений по обратной и нулевой последовательности, а для автономных - коэффициент небаланса напряжения при несимметричной нагрузке фаз. Вычисляют коэффициент несимметрии напряжений по обратной последовательности K fj по формуле где С/« - действующее значение напряжения обратной последовательности основной частоты трехфазной системы напряжений, U, - действующее значение напряжения прямой последовательности основной частоты. Коэффициент несимметрии напряжений нулевой последовательности K JJ вычисляют по формуле где U - действующее значение напряжения нулевой последовательности основной частоты трехфазной системы напряжений. Коэффициент небаланса междуфазных напряжений при несимметричной нагрузке фаз связан с коэффициентом несимметрии напряжений по обратной последовательности зависимостью Кнеб = Жб2- (,Л5) Аналогично, коэффициент небаланса фазных напряжений при несимметричной нагрузке фаз связан с коэффициентом несимметрии напряжений нулевой последовательности по формуле Приведенный выше анализ показал, что различие в ПКЭ для систем автономного и общего электроснабжения связаны только со спецификой этих систем. В мощных системах общего назначения колебания частоты при переходных процессах незначительны, а в автономных сетях - значительны. Такие свойства электрической энергии как: колебания напряжения, провал напряжения, импульс напряжения, временное перенапряжение, изображенные на рис. 1.3, более детально характеризуют процессы изменения напряжения в различных переходных режимах, чем переходное отклонение напряжения. Нормы качества электрической энергии, согласно [21], должны соответствовать значениям, выбираемым из рядов, приведенных в таблице
Математическая модель неявнополюсного синхронного генератора
: В основу математической модели положим следующие допущения. 1. Потери в стали шихтованных частей магнитопровода равны нулю. 2. Магнитное поле в машине представлено в виде двух составляющих — рабочего поля и поля рассеяния. Потоки рассеяния не влияют на проводимости путей потоков рабочего поля, и проводимости путей рассеяния постоянные. В соответствии с этим потокосцепления обмоток статора и ротора являются суммой рабочих потокосцепленнй и потокосцепленнй рассеяния. Потокосцепления рассеяния обмоток статора зависят только от токов статора, а потокосцепления рассеяния обмоток ротора - только от токов обмоток ротора. 3. Рабочее поле плоскопараллельное. Под противоположными ш полюсами оно отличается только знаком. 4. Зубчатые слои статора и ротора заменяются гладкими. Обусловленное этим увеличение в радиальном направлении падений 53 магнитных напряжений в этих слоях учитывается коэффициентом Картера. В тангенциальном направлении магнитная проводимость зубчатых слоев для рабочего поля принимается равной нулю. 5. Обмотки статора и ротора распределены вдоль расточки статора по гармоническому закону и расположены в бесконечно тонких слоях у воздушного зазора на внутренней поверхности статора и внешней поверхности ротора соответственно. Принятые допущения обеспечивают достаточную точность расчета процессов в НЯСГ, работающего в составе АЭУ. Допущения, позволяющие учесть влияние насыщения, будут показаны ниже, при определении индуктивных параметров генератора. Рассмотрим математическую модель НЯСГ, имеющего на статоре трехфазную обмотку, а на роторе - обмотку возбуждения и демпферную обмотку, имеющую контура по продольной и поперечной оси. Запишем уравнения электрического равновесия обмоток статора и ротора в матричном виде. Для контуров статора: соответственно матрицы напряжений, токов, потокосцеплении и активных сопротивлений контуров статора. Для контуров ротора: соответственно матрицы напряжении, токов, потокосцеплении и диагональная матрица активных сопротивлений обмоток ротора. Потокосцепления обмоток статора и ротора запишем в виде: где элементами матриц являются индуктивности и взаимоиндуктивности фаз обмоток статора и ротора. Принимаем L ,L,-,L, - индуктивности рассеяния фаз обмотки статора, обмотки возбуждения и демпферной обмотки, a Lm - максимальная приведенная взаимная индуктивность между фазами обмоток статора и ротора для НЯСГ. Главные взаимные индуктивности между фазами статора равны и не зависят от угла поворота ротора
Запишем матрицу индуктивностей статора через максимальную приведенную взаимную Взаимные индуктивности между фазами обмотки статора и обмотками ротора зависят от угла поворота ротора и, кроме того, взаимная индуктивность фазы статора с приведенной обмоткой ротора не равна обратной взаимной индуктивности, а составляет 2/3 от неё. Поэтому матрицы взаимоиндуктивностей \Lsr\, \Lrs\, записанные через максимальную приведенную взаимную индуктивность, будут иметь следующий вид: а для демпферной обмотки по продольной и поперечной оси электромагнитный момент СГ; Мви - момент приводного двигателя, приложенной к валу ротора. Формула электромагнитного момента СГ имеет следующий вид: Л ІІ МУ- - (2-29)
Приведенные выше уравнения (2.1-2.29) представляют собой математическую модель неявнополюсного синхронного генератора в фазных координатах. Синхронный возбудитель представляет собой синхронный генератор обращенной конструкции без демпферных контуров и с ненасыщенной магнитной системой. При этом возбудитель имеет жесткую механическую связь с возбуждаемым генератором и, как правило, большее число пар полюсов. Математическую модель синхронного возбудителя запишем в фазной системе координат, используя допущения идеализированного электромеханического преобразователя, изложенные в [28]. Уравнения электрического равновесия обмоток якоря и обмотки возбуждения синхронного возбудителя в матричном виде: где Lm- приведенная взаимная индуктивность между обмотками статора и ротора, Lfa- индуктивность рассеяния обмотки возбуждения, LG индуктивность рассеяния фаз обмотки якоря возбудителя. Электрический угол между осями фазы А якоря и фазой а приведенной обмотки возбуждения равен: а = РвГ, (2.38) где рв - число полюсов возбудителя, у - угол поворота ротора. Выводы обмотки якоря возбудителя подключаются к вращающимся выпрямителям, через которые подается постоянный ток на обмотку возбуждения генератора. Если возбудитель имеет трехфазное исполнение, то предпочтение стоит отдать трехфазной мостовой схеме выпрямления, так как эта схема обеспечивает хорошее качество выпрямленного тока и малое отличие мощностей на стороне переменного и постоянного токов [12]. При построении математической модели силовой схемы вращающихся выпрямителей используем метод постоянной структуры, предложенный в работе [117], когда переход из одного топологического состояния схемы к другому вызывает изменение коэффициентов схемы, но не ее структуры. При этом используются следующие допущения; - при моделировании вращающихся выпрямителей используем статические вольтамперные характеристики вентилей; - время восстановления запирающих свойств вентиля равны нулю (вентили закрываются в моменты времени, соответствующие прохождению фазных токов через нуль, а моменты времени их отпирания определяются из уравнений, составленных в соответствии с логикой работы вращающихся выпрямителей). Уравнение силовой части трехфазной мостовой схемы выпрямления, относительно мгновенных значений линейных напряжений возбудителя имеют вид: uije = Kijs uf + J Aw« (2.39) где и- -линейное напряжение между фазами возбудителя, K-iJe коэффициенты, являющиеся функциями действительных направлений фазных токов, принимают значения -1,0,1; и у- напряжение на обмотке возбуждения генератора; Nn- коэффициенты, определяющие топологию схемы вращающихся выпрямителей в текущий момент времени, принимают значения -1,0,1; \ип- падение напряжения на п-м вентиле; i = a,b,c; j = a,b,c\ ІФ j. Уравнения (2.30-2.39) представляют математическую модель синхронного возбудителя с вращающимися выпрямителями
Учет насыщения магнитной системы неявнополюсного синхронного генератора
В предыдущем параграфе представлены расчетные зависимости индуктивностей без учета насыщения. Однако это приводит к значительным погрешностям при исследовании качества электрической энергии, вырабатываемой современными высокоиспользуемыми синхронными генераторами.
Для учета насыщения магнитной системы НЯСГ изменим шестое допущение, представленное в предыдущем параграфе, на следующее:
Магнитопровод генератора разбиваем на ряд участков, которые представляются сосредоточенными магнитными сопротивлениями. Магнитные сопротивления рассчитываются по геометрии и характеристикам намагничивания материалов рассматриваемых участков.
Для учета влияния насыщения магнитной системы использована концепция дифференциальных индуктивностей, предложенная в работах [89-107]. Для определения рабочих дифференциальных индуктивностей НЯСГ были частично использованы уравнения математических моделей синхронных машин, разработанных Плахтыной Е.Г. и представленных в [107].
Моделирование процессов в НЯСГ проводится по уравнениям (2.1-2.10, 2.28), а для учета насыщения уравнения для расчета потокосцеплении статора (2.11) и ротора (2.12), а также электромагнитного момента (2.29) необходимо записать несколько иначе. Для формирования новых уравнений для расчета потокосцеплении и электромагнитного момента, учитывая изложенные выше шесть допущений, рассмотрим схему замещения магнитной цепи НЯСГ, показанную на рис. 3.2.
Сосредоточенные магнитные сопротивления данной схемы замещения представляют собой следующие участки магнитной цепи: ярмо статора, ярмо ротора и активную зону, состоящую из зубцовых зон статора, ротора и воздушного зазора. Параметры схемы замещения определяются вдоль угловой координаты rj, состоящей из множества фиксированных точек, и берущей начало от отрицательной оси q и имеющей положительные значения в направлении вращения часовой стрелки, как показано на рис. 3.3. Уравнения, описывающие электромагнитные связи, составляются на основе схемы замещения магнитной цепи, изображенной на рис. 3.2. На этом рисунке обозначены: Т$ч МДС обмоток статора и d Рис. 3.3. К определению угловой координаты rf ротора; Ф - магнитный поток, протекающий по магнитной цепи; Fa, Fm, F,j - падения магнитных напряжений ярма статора, ротора и активной зоны соответственно; Ra, Rm, Rn - магнитные сопротивления ярма статора, ротора и активной зоны соответственно. Параметры схемы замещения определяются исходя из того, что функции распределения МДС вдоль полюсного деления (вдоль угловой координаты 7], как показано на рис. 3.3), обусловленные токами обмоток статора и ротора имеют только первые гармоники. Таким образом, параметрами схемы замещения магнитной цепи являются сопротивления потоку магнитного поля в активной зоне /?,в ярме статора Ra и ярме ротора Rm : где /-длина магнитопровода в аксиальном направлении; т,та,тт соответственно межполюсные расстояния в воздушном зазоре по внутренней расточке статора, посредине ярма статора и посредине ярма ротора; ha,hm -высота ярм статора и ротора соответственно; Л„ -удельная магнитная проводимость активной зоны; jja, /лт - соответственно магнитные проницаемости стали ярм статора и ротора. Удельную магнитную проводимость активной зоны определяем по формуле падение магнитного напряжения активной зоны в точке rj, В? - магнитная индукция воздушного зазора в точке rj, «тах - максимальное значение падения магнитного напряжения активной зоны, zsv zm /; соответственно падения магнитных напряжений зубцовых зон статора, ротора и воздушного зазора в точке ц. Магнитные проницаемости стали ярм статора и ротора находим по формулам Здесь Мал №тп " соответственно магнитные проницаемости стали ярма статора и ротора, равные отношениям магнитных индукций к напряженностям магнитного поля и определяемые на основе характеристик намагничивания стали статора и ротора, Bar,, Вт„ - магнитные индукции в ярмах статора и ротора, #amax,//mmax - соответственно максимальные значения напряженностей магнитного поля в ярмах статора и ротора. МДС участков магнитной цепи определяем по формулам МДС по осям dug, обусловлены токами обмоток статора и ротора. В (3.26) входят значения функции распределения витков у -х обмоток по осям d и д, которые согласно пятому допущению имеют вид Падения магнитных напряжений участков магнитной цепи находим по формулам где F ., F„g - падения магнитных напряжений на участке активной зоны по осям rf и q соответственно, Faci-,Faq - падения магнитных напряжений в ярме статора по осям dи q соответственно, F A Fmq - падения магнитных напряжений в ярме ротора по осям d и q соответственно. Значения падений магнитных напряжений участков магнитной цепи для заданных значений соответствующих напряженностеи магнитного поля вычисляем по формулам 7Г 7Г Уравнениями магнитного состояния для магнитной цепи с шихтованным ротором являются уравнения вида: Максимальное значение падения магнитного напряжения цепи вычисляем по формуле Значение рабочего магнитного потока в воздушном зазоре определяем по зависимости Вместо уравнений (2.11, 2.12), для учета насыщения магнитной системы, потокосцепления обмоток статора и ротора опишем следующими зависимостями а также значения функций распределения витков обмоток статора и ротора по осям d и q в матричном виде имеют вид
Выбор линейной нагрузки при проектирований НЯСГ
В настоящее время массогабаритные и стоимостные показатели являются одними из основных критериев оптимизации для СГ общего назначения. Из [120] известно, что активный объем D / г. проектируемой ЭМ зависит от выбора А а В„. Верхний предел В ограничен главным образом насыщением магнитной цепи и определяется маркой применяемой электротехнической стали. Поэтому, один из эффективных путей варьирования массы материалов - это изменение линейной нагрузки. Для анализа влияния линейной нагрузки на массу и КПД на рис. 4.4-4.9 представлены результаты расчета серии НЯСГ мощностью 132, 160, 200 кВт напряжением 400 В, частотой вращения 1500 об/мин, высотой оси вращения 315 мм. Значительное отличие цены на электротехническую сталь и обмоточный провод вынуждает производить разделение массы активных материалов на массу меди и массу стали. Возрастание линейной нагрузки приводит к монотонному снижению массы электротехнической стали, однако при этом происходит практически линейное возрастание массы меди как показано на рис. 4.5. Снижение массы электротехнической стали происходит по закон при изменении линейной нагрузки, близкому к гиперболическому, так как при неизменном наружном диаметре пакета статора длина магнитопроводов пропорциональна величине обратной линейной нагрузки, что и определяет характер изменения массы. КПД является одним из важнейших технико-экономических показателей. Часть топлива приводного двигателя идет на покрытие потерь в генераторе. При проектировании НЯСГ необходимо учитывать не только стоимость его изготовления, значительную часть которой составляют стоимость электротехнической стали и обмоточного провода, но и стоимость эксплуатации. Чем выше КПД, тем дешевле электрическая энергия, вырабатываемая АЭУ. Анализ зависимости КПД при изменении линейной нагрузки по рис. 4.6 показал, что rj имеет максимум при небольших значениях А, когда выполняется условие Рэл-Рмаг+РМех+Рл Й- При больших мощностях максимум г; смещается в зону более высоких значений А. Так для НЯСГ
Зависимости на рис. 4.7 показывают качественную и количественную взаимосвязь между массой и КПД при изменении линейной нагрузки. При более детальном анализе с помощью данной методики возможно построение 134 отдельных зависимостей, в том числе, зависимость КПД от массы стали и массы меди, так как масса электротехнической стали значительно превышает массу меди в НЯСГ, что подтверждается данными рис. 4.5. На рис. 4.8-4.9 представлены дополнительные результаты предварительного расчета НЯСГ мощностью Рг=160 кВт. На рис. 4.8 представлены отдельные зависимости массы электротехнической стали, меди и их суммарная масса при росте КПД. Согласно рис. 4.8 максимум КПД для НЯСГ мощностью Р2=160 кВт равен 0.9525 при 1040 кг электротехнической стали и 145 кг меди. Также следует отметить, что при изменении КПД в диапазоне от 0.938 до 0.949 масса электротехнической стали возрастает на 270 кг и масса меди снижается на 80 кг, а в диапазоне от 0.949 до 0.952 масса электротехнической стали возрастает на 280 кг и масса меди снижается на 30 кг.
Как было показано выше, выбор значения воздушного зазора имеет большое значение. Для быстрого определения величины воздушного зазора при проектировании НЯСГ при заданных значениях индукции в воздушном зазоре и линейной нагрузки удобно воспользоваться зависимостью S = f(W„), представленной нарис. 4.9,
Увеличение линейной нагрузки А требует увеличения воздушного зазора 5 при постоянной перегрузочной способности Wp. А увеличение воздушного зазора приводит к увеличению МДС обмотки возбуждения, и как следствие массы меди в роторе генератора или ухудшению теплового режима.
Исследования, проведенные в данном параграфе, показали, что линейная нагрузка оказывает значительное влияние на технико-экономические показатели проектируемого генератора. Поэтому для правильного определения величины линейной нагрузки на стадии предварительного расчета, кроме исходных данных, необходимо знать, какой генератор должен быть спроектирован: с высоким КПД или минимальной массой электротехнической стали и меди. Также нужна информация об условиях эксплуатации генератора и о классе нагревостойкости изоляции. После этого с помощью программы предварительного расчета строят зависимости, представленные на рис. 4.5-4.9, и на их основе определяют необходимое значение линейной нагрузки. Полученное значение уточняется при проведении поверочного электромагнитного расчета.
Анализ качества электрической энергии проектируемого генератора может быть проведен только после электромагнитного расчета, так как с помощью методики предварительного расчета определяются только основные размеры магнитной системы.
Алгоритм проектирования неявнополюсного синхронного генератора и его компьютерная реализация
Создание новых образцов ЭМ требует детальной и качественной проработки всех элементов изделия. Однако в условиях жесткой конкуренции на это нет ни времени, ни средств. При большем количестве новых разработок повышается вероятность конструкторских ошибок и промахов. Поэтому в процесс проектирования необходимо вводить процедуры анализа проектных решений. При современном автоматизированном проектировании эти процедуры должны быть формализованы в виде алгоритмов и компьютерных программ.
Рассмотрим структуру расчетного проектирования электрических машин, существующую в настоящее время на ОАО «Сафоновский электромашиностроительный завод», представленную в диссертации Мелешиной Г.А. [147]. ОАО «СЭЗ» специализируется на производстве средних и крупных электрических машин, при этом большая часть которых выпускается единичными экземплярами или малыми сериями, без изготовления опытных образцов. На ОАО «СЭЗ» используется классическая схема конструкторско-технологической подготовки производства ЭМ. В процессе проектирования ЭМ конструкторский отдел выполняет ряд функций, которые можно объединить в две большие подсистемы: расчетное проектирование и конструкторское проектирование.
Задача расчетного проектирования состоит в проведении расчетов ЭМ и согласование требований с заказчиком. Входными проектными данными для подсистемы является формализованное техническое задание (ФТЗ). Уже на стадии формирования входных данных проводится оценка требований заказчика, оценка затрат и принятие решения о целесообразности разработки для производителя.
Задача конструкторского проектирования заключается в создании комплекта конструкторской документации. Рассмотрим более детально подсистему расчетного проектирования ОАО «СЭЗ», приведенную нарис. 4.10. В данной подсистеме в явном виде отсутствуют процедуры анализа проекта, поэтому качество проекта в большой степени зависит от знаний и опыта проектировщика. Наличие человеческого фактора не исключает появления ошибок. А выявление ошибок на стадии проектирования значительно снизит экономический ущерб и сократит время на устранение последствий этих ошибок. Автором данной диссертации разработан алгоритм проектирования, позволяющий устранить указанные выше недостатки. Проектирование необходимо проводить в несколько этапов. расчетного проектирования На первом этапе на основе технического задания производится предварительный расчет, в результате которого определяются основные размеры ЭМ. Основными критериями являются минимум массы активных материалов, максимум КПД и некоторые другие. Ограничениями являются предельные значения: индукции при насыщении магнитопровода, плотности токов в обмотках статора и ротора, температуры изоляции, а также конструктивные соображения. На втором этапе проводится поверочный электромагнитный расчет. Результатами данного расчета являются уточненные значения размеров всех элементов активной части ЭМ, массы обмоточного провода и электротехнической стали, КПД, параметров схемы замещения. На третьем этапе производится тепловой, вентиляционный и щ механический расчеты, а также производится расчет и построение характеристик
