Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Стартер-генератор в системе электроснабжения полностью электрифицированного самолета
1.1 Стартер-генератор в системе электроснабжения самолетов нового поколения
1.2 Сравнительная оценка различных типов электрических машин, используемых в качестве стартер-генераторов
1.3 Особенности применения постоянных магнитов и магнитных систем в магнитоэлектрических стартер-генераторах
1.4 Схемотехнические решения магнитоэлектрического стартергенератора и принципы управления
1.5 Методы анализа электромагнитных и электромеханических процессов, принципы проектирования и расчета параметров магнитоэлектрических стартер-генераторов
Выводы к главе 1 66
ГЛАВА 2. Исследование массогабаритных и энергетвеских показателей магнитоэлектрических стартер-генераторов
2.1 Выбор основных критериев оптимального проектирования 68
2.2 Улучшение массогабаритных показателей магнитоэлектрического 70
стартер-генератора
2.3 Поиск резервов повышения коэффициента полезного действия маг- 88 нитоэлектрического стартер-генератора
2.4 Исследование оптимальности массогабаритных и энергетических показателей стартер-генератора с учетом понятий "полетной массы" и "полетного КПД"
Выводы к главе 2 116
Глава 3. Обобщенная математическая модель для оптимального проектирования магнитоэлектрического стартергенератора
3.1 Математическое моделирование энергетических и массовых параметров магнитоэлектрического стартер-генератора методом планирования эксперимента
3.2 Математическое моделирование электромагнитных процессов и параметров магнитоэлектрического стартер-генератора численными методами
3.3 Имитационное моделирование переходных процессов магнитоэлектрического стартер-генератора
3.4 Обобщенная математическая модель стартер-генератора для решения задач оптимизации
Выводы к главе 3 154
ГЛАВА 4. Исследование и оптимизация магнитоэлектрического стартер-генератора методами математического моделирования
4.1 Исследование энергетических и массовых параметров магнитоэлектрического стартер-генератора с помощью численного моделирования магнитного поля
4.2 Исследование переходных процессов магнитоэлектрического стартер-генератора
4.3 Оптимизация переменных параметров магнитоэлектрического стартер-генератора на основе обобщенной математической модели
Выводы к главе 4 188
ГЛАВА 5. Практическая реализация, экспериментальные исследования
5.1 Опытные образцы и их рабочие характеристики 190
5.2 Экспериментальные исследования переходных процессов 193
5.3 Сравнительная оценка результатов опытного исследования и исследова- 196 ния на математических моделях
Выводы к главе 5 199
Заключение 200
Список использованной литературы 201
- Особенности применения постоянных магнитов и магнитных систем в магнитоэлектрических стартер-генераторах
- Поиск резервов повышения коэффициента полезного действия маг- 88 нитоэлектрического стартер-генератора
- Математическое моделирование электромагнитных процессов и параметров магнитоэлектрического стартер-генератора численными методами
- Исследование переходных процессов магнитоэлектрического стартер-генератора
Введение к работе
Актуальность работы. Одним из наиболее перспективных направлений создания конкурентоспособного отечественного самолета является переход к концепции полностью электрифицированного самолета (ПЭС). ПЭС - самолет с единой системой вторичной энергии, в качестве которой используется система электроснабжения (СЭС), обеспечивающая питанием системы управления полетом, привод шасси, системы жизнеобеспечения и кондиционирования, электронные устройства, противообледенительную и другие бортовые системы и устройства. На ПЭС отсутствуют гидравлическая и пневматическая системы.
ПЭС требует увеличения мощности, как электрогенераторов (до 200 кВА и более), так и СЭС (до 1500 кВА) в целом. Кроме того, на ПЭС намечается осуществить переход к СЭС переменного тока напряжением 230/400 В переменной частоты 360-800 Гц, где генераторы приводятся во вращение непосредственно от редуктора авиадвигателя. При этом вместо генераторов на ПЭС планируется использовать бесконтактные стартер-генераторы (СГ), обеспечивающие как запуск авиадвигателя, так и генерацию электрической энергии. К СГ самолетов нового поколения предъявляются значительно более высокие требования по мощности, надежности работы в широком диапазоне частот вращения, массогабаритным и энергетическим показателям.
Разработанные на сегодняшний день авиационные генераторы и коллекторные СГ не удовлетворяют предъявляемым к ним требованиям по надежности, массогабаритным и другим показателям. Так, требуемая масса генератора мощностью 120 кВА для новых магистральных самолетов не должна превышать 50 кг, а масса авиационного генератора соответствующей мощности ГТ120ПЧ6А составляет 67 кг. Кроме того, разработанные отечественные авиационные бесконтактные генераторы переменного тока не позволяют реализовать стартерный режим. Наиболее полно этим требованиям удовлетворяют вентильные магнитоэлектрические машины (МЭМ).
Высокий уровень требований к характеристикам СГ во всех режимах работы заставляет разработчиков совершенствовать известные и создавать новые способы исследования стационарных и переходных электромагнитных процессов, а также разработку методов проектирования и математического моделирования МЭМ.
Таким образом, проблема разработки методов проектирования и создание магнитоэлектрических СГ большой мощности для СЭС самолетов нового поколения имеет важное практическое значение и является актуальной.
Объектом исследования является магнитоэлектрический СГ для СЭС самолетов нового поколения и связанные с этим задачи его проектирования.
Предмет исследования – методы расчета и проектирования, оптимизация массогабаритных и энергетических показателей магнитоэлектрического СГ.
Целью работы является разработка рекомендаций и методов проектирования, а так же выбор и обоснование оптимального варианта конструкции СГ для СЭС самолетов нового поколения.
Для достижения поставленной цели решаются следующие задачи:
- систематизация требований, предъявляемых к СГ для СЭС самолетов нового поколения;
- сравнительный анализ современного состояния и выбор наиболее приемлемого для СГ типа электрической машины (ЭМ);
- исследование и оптимизация массогабаритных и энергетических показателей СГ методами математического моделирования, создание обобщенной математической модели (ОММ);
- проведение экспериментальных исследований на демонстрационном образце (ДО) магнитоэлектрического СГ, подтверждающих достоверность результатов математического моделирования, основных положений и выводов диссертации.
Методы исследования. При выполнении работы были использованы аналитические и численные методы математического моделирования электромагнитных процессов в ЭМ, сочетающие в себе аналитическую, полевую и имитационные математические модели, а также метод планирования эксперимента (МПЭ). Для реализации этих моделей применялись известные программные продукты: Maxwell, Elcut, AutoCad, Inventor, Matlab Simulink, MathCAD. Экспериментальные исследования проводились на ДО магнитоэлектрического СГ методом сопоставительного анализа.
Научная новизна работы состоит в следующем:
- обоснована целесообразность применения МЭМ, как наиболее подходящей для использования в качестве СГ СЭС самолетов нового поколения;
- на основе анализа схемотехнических решений МЭМ показано, что для ПЭС преобразователь запуска СГ целесообразно выполнять многофункциональным с целью использования его возможностей для управления различными электроприводами, работающими на других режимах полета, например, органов управления самолета, СКВ, шасси и др.;
- получена аналитическая зависимость полной массы СГ от его параметров, позволяющая выявить основные и дополнительные пути одновременного снижения массы и повышения КПД магнитоэлектрического СГ;
- выработаны рекомендации оптимального проектирования и улучшения массогабаритных и энергетических показателей СГ с учетом понятий "полетной массы" и "полетного КПД". Найдены аналитические выражения дополнительной мощности и дополнительного расхода топлива, необходимого для охлаждения СГ на борту самолета;
- разработана ОММ, сочетающая в себе аналитическую, полевую и имитационные математические модели, а также МПЭ, которая позволяет осуществить оптимизацию геометрии и обмоточных данных СГ а так же найти оптимальные параметры для обеспечения заданных характеристик проектируемого СГ.
Практическая ценность работы заключается в следующем:
- разработаны рекомендации по улучшению массогабаритных и энергетических показателей магнитоэлектрического СГ, реализованные в ДО с учетом особенностей их применения в СЭС самолетов нового поколения;
- выявлены конструктивные особенности и получены рекомендации проектирования магнитных систем (МС) роторов для обеспечения максимального магнитного потока;
- разработана методика анализа и оптимизации массогабаритных и энергетических показателей магнитоэлектрического СГ МПЭ, которые могут использоваться в инженерной практике для расчета выходных характеристик и показателей СГ с малыми затратами времени и приемлемой точностью.
Достоверность полученных результатов исследования заключается в сравнении результатов, полученных различными методами, используемыми автором и подтверждается экспериментальными исследованиями на ДО.
Реализация результатов работы. Разработанные в диссертации методы и рекомендации использовались при подготовке технических материалов НИР по темам: "Исследования в обеспечение создания системы электроснабжения, системы запуска маршевых двигателей и электроприводов системы кондиционирования воздуха полностью электрифицированного самолета. Система генерирования и запуска маршевого двигателя"; "Концептуальная разработка проекта стартер-генератора для двигателей НК-33/43: компоновка стартер-генератора и блоков управления", который выполнялся по договору между ОАО "Электропривод" и "СНТК имени Кузнецова".
Связь работы с научными программами, темами. Работа выполняется в направлении развития научной концепции ПЭС, включенной в программу "Развитие гражданской авиационной техники России на период до 2015 года". Работа непосредственно связана с проведением НИР "Исследования в обеспечение создания электроэнергетического комплекса самолета с полностью электрифицированным оборудованием" по техническому заданию ФГУП "НИИАО", а так же с разработкой технических материалов по теме: "Концептуальная разработка проекта стартер-генератора для двигателей НК-33/43: компоновка стартер-генератора и блоков управления".
Апробация работы. Основные положения работы докладывались и обсуждались на следующих конференциях: Всероссийская научно-техническая конференция "Наука-производство-технологии-экология", Киров, Россия, 2008; XII Международной конференции "Электромеханика, электротехнологии, электрические материалы и компоненты" МКЭЭЭ-2008, Крым, Алушта, 2008; XVII Международная конференция по постоянным магнитам МКПМ XVII, 21-25 сентября, Суздаль, 2009.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 11 печатных работ.
Структура и состав диссертации. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, списка использованных источников из 316 наименований и 20 приложений. Основная часть работы изложена на 224 страницах, включает 102 рисунка и 39 таблиц.
На защиту выносятся основные положения:
1) выбор и обоснование наиболее подходящего типа ЭМ для СГ СЭС ПЭС;
2) аналитическое выражение массы СГ, исследование оптимальности массогабаритных и энергетических показателей СГ с учетом понятий "полетной массы" и "полетного КПД";
3) результаты исследования и оптимизации массогабаритных и энергетических показателей магнитоэлектрического СГ методами математического моделирования;
4) результаты математического моделирования, позволившие создать действующий образец магнитоэлектрического СГ для СЭС ПЭС, а также результаты экспериментальных исследований ДО.
Особенности применения постоянных магнитов и магнитных систем в магнитоэлектрических стартер-генераторах
Одним из главных вопросов при проектировании систем электрозапуска и генерирования электроэнергии для любого АПО, в том числе и ЛА, является выбор типа ЭМ и последующий ее расчет. В практике, в качестве стартера и генератора для АПО, во многих случаях используются различные типы ЭМ, но имеет место вариант совмещения функций стартера и генератора в одной ЭМ. Во время запуска силовой установки такая ЭМ работает в качестве стартера, после запуска - в качестве генератора [44,45].
На сегодняшний день опыт эксплуатации СГ на базе коллекторных ЭМ постоянного тока показал, что они не отвечают современным и перспективным требованиям [9,46]. В связи с этим применение коллекторных СГ для АПО не желательно.
Наиболее перспективными ЭМ для СГ АПО являются БЭМ, имеющие более простую конструкцию, лучшие массогабаритные показатели, больший срок службы, повышенные электромагнитные и механические нагрузки. Благодаря возможности работать при повышенной температуре, пониженном давлении, в вакууме, при больших динамических нагрузках, в присутствии химически активных веществ БЭМ с каждым годом все шире используются в различных областях современной техники. Удельная масса БЭМ при частоте вращения 6000 - 8000 об/мин и мощности от 10 до 100 кВт составляет т — 1,5-0,75 против т -4-2 кг/кВт для коллекторных ЭМ мощностью от 3 до 30 кВт при частоте вращения 4000 - 9000 об/мин, т.е. уменьшается почти в 3 раза [45].
На сегодняшний день имеется множество разработок СГ для АПО. Предлагаемые в научно-технической литературе [9,45-50,53-55], а также запатентованные [51,52] варианты реализации СГ выполнены либо контактными, либо имеют интегрированную в двигатель АПО конструкцию.
Выше было установлено, что применение коллекторных СГ для АПО нежелательно, а применение предлагаемых интегрированных СГ в болынин стве случаев невозможно в связи со сложностью интеграции СГ в конструкцию АПО. Таким образом, необходимо рассмотреть основные типы бесконтактных неинтегрированных ЭМ, уже применяемых в качестве генераторов и СГ на АПО (ЛА, транспорте, морских судах и т.п.).
Для использования- в качестве СГ в СЭС ПЭС были рассмотрены и проанализированы следующие типы БЭМ: синхронные бесконтактные, бесконтактные переменного тока, асинхронные, бесконтактные с когтеобразным ротором, бесконтактные с комбинированным возбуждением, индукторные, вентильно-индукторные и вентильные МЭМ [2,9,10,22,24,28,29,41,46,50,53, 55,56,57-62,63-67,69,100 и др.].
Проведенный сравнительный анализ перечисленных типов ЭМ на роль СГ показал, что наиболее приемлемыми, являются синхронные БЭМ с возбудителем и вращающимися выпрямителями, асинхронные и МЭМ. Бесконтактные электрические машины с вращающимся выпрямителем Среди бесконтактных ЭМ широкое применение в качестве генераторов для АПО нашли синхронные ЭМ с радиальным магнитным потоком классического исполнения с возбудителем и вращающимися выпрямителями. В этих генераторах на одном валу располагаются якорь возбудителя и индуктор основного генератора, а в ряде случаев и ротор магнитоэлектрического подвозбудителя [46]. В качестве примера на рисунке 3 показана конструкция синхронного генератора с вращающимися выпрямителями (СГВВ) для СЭС переменного тока переменной частоты 360 - 800 Гц самолета А-380. Частота генерирования основного генератора самолета А-380 меняется в зависимости от частоты вращения вала АВД. Передаточное отношение АВД, равное отношению частоты вращения АВД А,-,, к частоте вращения вала генератора А, составляет 2,667.
При изменении частоты вращения в диапазоне от 11000 до 24000 об/мин возбуждение генератора переменного тока регулируется таким образом, чтобы генерируемое напряжение составляло 115/200 В [22]. а - подвозбудитель; б - возбудитель; в - основной генератор; г - принципиальная схема генератора Рисунок 3 - Синхронный генератор с вращающимися выпрямителями Недостатки, присущие этим ЭМ: сложность конструкции и высокая стоимость; низкий температурный предел (ограничиваемый вращающимися вентилями); сравнительно невысокая (не более 25000 об/мин) частота вращения из-за вращающихся обмоток и выпрямителей (при повышенной частоте вращения может произойти разрушение изоляции проводников вследствие большого центробежного ускорения, сдвиг относительно друг друга и разбалансировка ротора) [56]. Организация стартерного режима СГВВ, в его классическом исполнении, вызывает большие затруднения из-за сложности обеспечить обратимость источника [2].
Один из возможных способов реализации стартерного режима в СГВВ предложен фирмой США "Бендикс" для разработчиков СЭС самолета Воеп 787 фирмы "Хамильтон-Сандстред" [17,18]. Блок - схема СГ фирмы "Бендикс" представлена на рисунке 4. Сущность данного способа заключается в том, что в качестве возбудителя генератора применена асинхронная ЭМ с фазным ротором, работающая в процессе запуска в режиме вращающегося трансформатора.
В этом режиме обмотка статора возбудителя подключена к сети переменного тока и электроэнергия, трансформируясь в рабочую обмотку возбудителя, выпрямляется блоком вращающихся выпрямителей и поступает в обмотку возбуждения генератора, обеспечивая требуемый магнитный поток в зазоре основного каскада. РОПВ -рабочая обмотка подвозбудителя, В - выпрямитечь, РОВ - рабочая обмотка возбудителя, ОБВ — обмотка возбуждения возбудителя; РОГ - рабочая обмотка генератора; ОВГ - обмотка возбуэюдения генератора, ВВ - вращающийся выпрямитель; Кі, Кз - 3-фазные переключатели; Кг - силовой ключ регулятора в режиме генератора, БУ - блок управления; ИР - инвертор-регулятор, МБ - постоянные магниты Рисунок 4 - Блок - схема стартер-генератора фирмы "Бендикс"
При взаимодействии поля возбуждения и токов обмотки статора генератора возникает электромагнитный момент. При достижении стартером определенной частоты вращения происходит переход в генераторный режим [28,29].
Необходимо отметить, что при таком способе реализации стартерного режима СГВВ обеспечение возбуждения поля в основном каскаде существенно (в 2 - 2,5 раза) увеличивает массу и габариты возбудителя, что, в конечном счете, увеличивает на 10 - 15 % общую массу установки в целом [28,41]. СГВВ, доведенный до своего конструктивного совершенства является перспективным для применения в качестве СГ в СЭС самолетов нового поколения.
К числу главных требований, предъявляемых к СГ самолетов нового поколения относятся ограничения по удельной массе, которая не должна превышать 0,3 кг/кВт для генераторов неинтегрального исполнения, и надежности (вероятность отказа не более 2x106 1/ч) [24]. На сегодняшний день, лучшие авиационные СГВВ неинтегрального исполнения имеют удельную массу не менее 0,405 - 0,525 кг/кВт [21] при интенсивности отказа - 10хЮ б 1/ч [16]. Такие СГВВ, дополненные цепями, обеспечивающими запуск в стартерном режиме, будут иметь удельную массу не менее 0,446 кг/кВт [17,19] при увеличении интенсивности отказов до 120 10 6 1/ч [2].
Поиск резервов повышения коэффициента полезного действия маг- 88 нитоэлектрического стартер-генератора
Магнит ротора и пята зафиксированы на валу гайкой (10). Магнит статора закреплен во вставке (5) гайкой (9), опора - гайкой (8). Гайки (8) и (9) изготовлены из немагнитного материала.
Основной проблемой при конструировании ПМП на ПМ является выбор магнитного материала.
В ПМП, использующих силы отталкивания, поля ПМ направлены встречно, поэтому имеется опасность взаимного размагничивания ПМ. Чтобы избежать ее, ПМ должны иметь хорошую устойчивость к размагничиванию, т.е. высокую коэрцитивную силу. Материал ПМ должен быть магнитожестким, он должен обладать максимальной остаточной индукцией и максимальной коэрцитивной силой. Помимо указанных свойств от магнитного материала для ПМП требуется малая удельная масса, высокая температурная стабильность характеристик. Кроме того, в ряде случаев необходимо большое электрическое сопротивление во избежание появления больших вихревых токов при высокой частоте вращения.
Перечисленным требованиям в значительной степени удовлетворяют редкоземельные (РЗМ) ПМ [267].
В связи с этим, в качестве материала ПМ для ПМП применены РЗМ ПМ марки КС37А. РЗМ ПМ, обладая высокой магнитной энергией и коэрцитивной силой, существенно отличаются по своим свойствам от других магнитных материалов (например, материалов типа алнико (ЮНДК), ферритов). Материалы для ПМ с использованием РЗМ позволяют создавать те же магнитные поля, что и другие материалы, но при этом резко уменьшается объем ПМ, что позволяет существенно снизить массу и габариты ПМП.
Результаты измерения усилий ПМП представлены в таблице 17. На рисунке 34 показана зависимость усилия ПМП от величины воздушного зазо ра.
Следует отметить, что полного магнитного подвеса в макете ЭД с ПМП добиться не удалось, что подтверждает запрет Ирншоу [267,268] о невозможности создания полностью магнитной опоры. Тем не менее, ПМП рекомендуется применять совместно с механическими подшипниками для их частичной разгрузки (снижается полная нагрузка Т7 на подшипники), что приведет к снижению потерь (росту КПД) и увеличению срока службы последних. Так по результатам измерений видно, что усилие ПМП при рабочем воздушном зазоре 0,2 мм составляет 16 кгс, что при массе ротора 7,8 кг составляет значительную величину.
Проведенный анализ показал, что для увеличения КПД СГ, предназначенного для работы в СЭС переменного тока переменной частоты необходимо: - уменьшить активное сопротивление обмотки путем применения постоянного магнита с большим ВНтах\ - снизить удельные потери в меди путем организации интенсивного отвода тепла; - снизить влияние явления вытеснения тока путем разбивки эффективного проводника на несколько элементарных; - повышать окружную скорость ротора; - применять электротехническую сталь с оптимальной толщиной листа 0,15 мм; - исключить закорачивание листов статора корпусом путем запрессовки пакета в нетокопроводящий корпус или через нетокопроводящую втулку, либо выполнять СГ в бескорпусном исполнении; - закладывать распределенную обмотку; - применять бесконтактные подшипники для снижения механических потерь.
Кроме того, при проектировании СГ для СЭС переменной частоты необходимо так выбирать электромагнитные нагрузки, чтобы максимум КПД имел место при частоте вращения, соответствующей наибольшей продолжительности работы на половине номинальной мощности.
Исследование оптимальности массогабаритных и энергетических показателей стартер-генератора с учетом понятий "полетной массы" и "полетного КПД"
Жесткие требования к минимальным массогабаритным показателям (без ущерба для надежности, качества вырабатываемой электроэнергии и других технологических показателей) для авиационного СГ объясняются тем, что СГ с дополнительными опорными конструкциями и крепежным материалом размещается на самом дорогом виде транспорта. Стоимость транспортировки СГ в течение срока его службы превышает стоимость самого СГ и подавляющая часть затрат на него связана не с производством, а с эксплуатацией СГ. Снижение массы СГ позволяет увеличить запас горючего и, как следствие (в зависимости от назначения самолета), длительность полета, высоту и скорость набора высоты, полезную нагрузку, броню самолета или его боезапас, а также уменьшить посадочную скорость и разбег при взлете [10].
При работе СГ потребляетнекоторую часть полезной мощности АВД, что приводит к снижению подъемной силы АВД и требует дополнительных расходов горючего и смазки [278].
Таким образом, при оценке массы СГ требуется учитывать не только собственную конструктивную массу G, но и дополнительную массу компонентов, необходимых для его функционирования. Сумма собственной массы СГ и дополнительной массы называется "полетной массой" Gnon. Понятие "полетной массы" впервые предложено основоположником отечественной авиационной электротехники академиком В.С. Кулебакиным [279,280]. С увеличением мощности генераторов и продолжительности полета Gnon возрастает, поэтому наибольшей Gn0Jl обладают мощные самолетные генераторы. Как видно из таблицы 18, даже при сравнительно небольшой продолжительности полета t (2 часа) "полетная масса" в 3 - 4 и более раз превышает собственную массу генератора [278].
Математическое моделирование электромагнитных процессов и параметров магнитоэлектрического стартер-генератора численными методами
Таким образом, в данном СГ имеет смысл повысить его массу в 1,412 раза, подняв КПД на 0,6 %. Дальнейшее увеличение КПД СГ за счет роста массы приводит к увеличению Спол и, следовательно, не целесообразно.
На рисунке 37 показана зависимость Опол СГ от т/п при различных скоростях полета V. Расчеты представлены в приложении П.
Из анализа рисунка 37 следует, что с увеличением и ЛА (7„ол СГ растет, а г/п уменьшается. Кроме того, минимум С„ол СГ с ростом и смещается в область максимальных значений г/и при данной и. Отсюда следует, что для ЛА имеющих высокую и целесообразно повышать КПД СГ за счет увеличения массы, тогда как для ЛА с низкими и целесообразно уменьшать массу СГ при снижении его КПД. Данное заключение означает, что СГ одинаковой мощности, спроектированные на минимум (7„ол, для высокоскоростных ЛА, имеют большую массу, чем СГ для низкоскоростных ЛА.
Таким образом, при проектировании авиационных СГ необходимо принимать во внимание значения скоростей полета самолетов. Уравнения (2.4.10) и (2.4.11) показывают, что величина времени полета / также оказывает существенное влияние на дополнительный расход топлива и (7„ол. Рисунки 38-39 поясняют зависимость Спол СГ от времени полета ЛА при постоянных массе и КПД СГ. Результаты расчетов данных зависимостей представлены в приложении Р.
Из анализа зависимостей на рисунке 38 видно, что увеличение времени полета в 10 раз приводит к росту С„ол СГ в среднем в 7,83 раза, причем увеличение Спол носит линейный характер при данной и.
Сны, кг 1800 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 0
Анализ зависимостей на рисунке 39 показывает, что увеличение и также приводит к росту (7И0Л, но рост Спол носит нелинейный характер, причем с увеличением времени полета нелинейность возрастает. Так при / = 2 часа и увеличении и от 100 м/с до 600 м/с (7„ол возрастает в 1,26 раза, а при / = 20 часов в 1,34 раза, что, примерно, на 6 % больше.
Таким образом, при определении оптимальных массогабаритных и энергетических показателей авиационных СГ необходимо учитывать назначение ЛА (время и скорость полета).
В приведенных выше рассуждениях и выводах формул не учтены изменения массы сопряженных устройств в связи с изменением массы СГ и массы топлива, потери от искажения аэродинамической формы ЛА, вызванные наличием патрубков, и т. д. Однако приведенные соображения дают возможность установить границы рационального применения продува и способов расширения этих границ.
Системы воздушного охлаждения с использованием напора встречного потока воздуха малопригодны для скоростных и высотных ЛА, и для обеспечения повышения высоты и о необходимы интенсивные системы охлаждения авиационных СГ, например, масляные.
Установлено, что при постоянной мощности существует такая частота вращения, при которой масса активных материалов СГ имеет минимальное значение. 2. Показано, что увеличение частоты вращения в 2 раза приводит к уменьшению массы магнитоэлектрического СГ, примерно, в 1,5 - 1,6 раза. 3. Найдена зависимость полной массы СГ от его параметров. 4. Показано, что: - увеличение частоты тока в 2 раза приводит к уменьшению массы активных материалов в 1,279 раза и к уменьшению объема СГ в 1,276 раза; - повышение максимального энергетического произведения ВНтах в 1,85 раза позволяет увеличить индукцию в воздушном зазоре В в 1,14 раза и уменьшить массу активных материалов СГ в 1,19 раза; - снижение массы конструктивных элементов СГ, примерно, в 1,56 раз возможно достичь путем применения в качестве материала корпуса, подшипниковых щитов и т.д. магниевого сплава; - увеличение плотности тока в обмотке статора у и остаточной индукции Вг в 1,12 раза и 1,34 раза, соответственно, приводит к уменьшению площади пазов 0, в 1,1 раза; - увеличение КПД на 0,5 % приводит к увеличению коэффициента ко в 1,2 раза, росту массы активных материалов в 1,56 раза и уменьшению частотных потерь в 1,62 раза. 5. Проведен поиск резервов повышения КПД магнитоэлектрического СГ, на основании которого установлено, что: а) для уменьшения потерь в меди необходимо: - уменьшить ток за счет увеличения размеров СГ, - уменьшить активное сопротивление обмотки путем применения постоянного магнита с большим ВНтах. Повышение ВНтал в 1,85 раза позволяет снизить активное сопротивление якоря в 1,63 раза и повысить КПД на 1,1 %, - снизить удельные потери в меди путем организации интенсивного отвода тепла. Отвод тепла, позволяющий при данной плотности тока у и массе (?См понизить температуру меди в 2 раза, удельные потери рСи и потери в меди РСи снижаются в 1,3 раза, - снизить влияние вытеснения тока путем разбивки эффективного проводника на несколько элементарных;
б) для уменьшения потерь в стали, необходимо: - при работе СГ на частоте 400 Гц применять сталь с оптимальной толщиной листа 0,15 мм, - при работе СГ на частоте 800 Гц применять сталь с оптимальной толщиной листа - 0,08 мм, - ограничивать индукцию в магнитопроводе для частоты 400 Гц значением 1,5 Тл, для частоты 800 Гц - 1,0 Тл, - исключить закорачивание листов статора корпусом. Это возможно либо путем запрессовки пакета в нетокопроводящий корпус, либо через нетокопроводящую втулку, либо вовсе выполнять СГ в бескорпусном исполнении, - выбирать число пар полюсов равное двум или трем; в) МЭМ с распределенной обмоткой имеет значительно меньшие потери по сравнению с МЭМ, имеющей сосредоточенную обмотку. Так при частоте вращения 16700 об/мин потери в МЭМ мощностью 4 кВт с распределенной обмоткой в 1,53 раза меньше, а ЭДС в 2,07 раза (51,7 %) больше, чем в МЭМ, имеющей сосредоточенную обмотку;
г) применение бесконтактных подшипников позволяет уменьшить величину механических потерь;
д) при проектировании СГ для СЭС переменной частоты необходимо так выбирать электромагнитные нагрузки, чтобы максимум КПД имел место при частоте вращения, соответствующей наибольшей продолжительности работы на половине номинальной мощности;
Проведено исследование оптимальности массогабаритных и энергетических показателей СГ с учетом понятий "полетной массы" и "полетного КПД". Найдены аналитические выражения дополнительной мощности и дополнительного расхода топлива, необходимого для охлаждения СГ на борту самолета. На основании этих выражений установлено, что минимум "полетной массы" не соответствует ни минимальной массе, ни максимальному КПД ("полетному КПД") СГ;
Установлено, что при определении оптимальных массогабаритных и энергетических показателей авиационных СГ необходимо учитывать назначение ЛА, а именно: время и скорость полета. Так увеличение времени полета в 10 раз приводит к росту "полетной массы" СГ в среднем в 7,83 раза. При увеличении скорости полета от 100 м/с до 600 м/с и времени полета t = 2 часа "полетная масса" возрастает в 1,26 раза.
Исследование переходных процессов магнитоэлектрического стартер-генератора
Из сказанного следует, что в случае СМС имеется возможность уменьшить наружный диаметр ротора до такого значения, при котором магнитный поток полюса будет равен значению 2,115x10 3 Вб, соответствующему оптимальному при сборной конструкции ротора.
По результатам моделирования магнитный поток полюса, равный 2,115x10 3 Вб, имеет место при наружном диаметре ротора 45,8 мм, угле Р= 0 и угле у = 138 (рисунок 61). Масса ротора в данном случае составляет 1,240 кг, что в 1,12 раза меньше массы ротора базового варианта.
Рассмотрим зависимость магнитного потока оптимизированной СМС от конфигурации полюсной системы при применении магнитомягкого вала. Вал из магнитомягкого материала дает возможность выполнить МС без вставок с тангенциальным намагничиванием и позволяет проходить магнитному потоку через вал. При моделировании наружный диаметр ПМ принимался неизменным и равным 45,8 мм, а внутренний диаметр ПМ равным диаметру вала 20 мм. г) - график индукции в воздушном зазоре При моделировании угол /? изменялся 0 до 30 с интервалом 10, угол а= 90. Результаты моделирования представлены в таблице 25. На рисунке 62 показана зависимость Фб =ДД). Характер зависимости свидетельствует о том, что при угле /? 20 магнитный поток полюса уменьшается. Оптимальная конфигурация МС соответствует а = 90 и (3 = 0.. .20.
Магнитный поток полюса имеет значение 2,223x10 3 Вб, что на 5,1 % больше, чем в оптимизированной СМС с немагнитным валом. Таким образом, применение СМС с магнитным валом позволяет еще уменьшить размеры ротора для сохранения магнитного потока полюса равным 2,115x10"3 Вб.
По результатам моделирования магнитный поток полюса СМС с магнитным валом, равный 2,115x10 Вб, имеет место при наружном диаметре ротора 44,3 мм, угле /?= 20 и угле у = 134 30 (рисунок 63). Масса ротора в данном случае составляет 1,159 кг, что в 1,07 раза меньше массы ротора в случае СМС с немагнитным валом.
Сравнение результатов оптимизации МС роторов Номерварианта Магнитный поток с полюса,хЮ 3 Вб Магнитный поток с ротора, 10 4Вб Объем ротора, см3 Наружный диаметр ротора по магнитам , мм Масса ротора (приблизительно), кг
Таким образом, в результате оптимизации МС ротора СГ наиболее предпочтительной является вариант №3 (таблица 27). В данном варианте МС обеспечивает тот же магнитный поток ротора, что и в базовом варианте при снижении объема ротора на 17,5 %, а массы ротора в 1,19 раза.
Оптимизация магнитной системы статора Для оптимизации МС статора целесообразно использовать численные расчеты магнитного поля ЭМ под нагрузкой (результирующее магнитное поле обмотки статора и ПМ ротора) [295]. Это необходимо, чтобы учесть влияние реакции якоря на магнитное состояние ЭМ. а) - размеры магнитной системы оптимизированной СМС; б) - картина магнитного поля оптимальной конфигурации МС с магнитным валом; в) - график векторного магнитного потенциала; г) - график индукции в воздушном зазоре
В общем случае целью оптимизации МС статора магнитоэлектрического СГ является: снижение потерь в стали при возможно меньшем изменении магнитного потока в воздушном зазоре, создание оптимального распределения плотности магнитного потока в рабочем объеме МС, снижение массы пакета статора при сохранении величины электромагнитного момента базового варианта.
Функция электромагнитного момента от угла поворота ротора базового варианта СГ показана на рисунке 64. Определение вращающего момента СГ осуществлялось в ELCUT путем вращения ротора в подпрограмме Label Mover.
Исследование влияния конфигурации паза на величину потерь в стали и магнитный поток в воздушном зазоре. В последнее время наблюдается тенденция развития энергоэффективных ЭД. Одним из мероприятий по созданию таких ЭД является применение паза статора с круглым дном [313]. В связи с этим, для проведения данного исследования конфигурация паза статора магнитоэлектрического СГ изменялась от трапецеидальной формы (рисунок 65а) до паза с круглым дном (рисунок 656).
Критерием "закругленности" паза было принято отношение ширины паза к диаметру закругления Ьп/б, которое изменялось от нуля (трапецеидальный паз) до 1 (паз с круглым дном). При изменении конфигурации, площадь паза оставалась неизменной.
Средствами пакета ЕЬСиТ моделируется магнитное поле СГ под нагрузкой (рисунок 66) (для номинального тока обмотки статора). Далее с помощью возможностей "Панели калькулятора" ЕЬСиТ определяются значения магнитного потока в воздушном зазоре и индукций в ярме и зубцах статора. По формуле (2.2.9) определяются потери в стали.
На рисунке 67 показаны зависимости магнитного потока в воздушном зазоре и потерь в стали от отношения Ьп/с1. Характер зависимостей, показанных на рисунке 67, свидетельствует о том, что зона оптимального закругления паза, с точки зрения минимальных потерь в стали, находится в пределах 0,6 Ьп/с1 1. В результате моделирования было выявлено, что закругление дна паза статора благоприятно влияет на энергетические характеристики СГ, что подтверждается снижением потерь в стали на 3,2 % при незначительном уменьшении магнитного потока в воздушном зазоре (0,23 %) и увеличении массы стали (0,28 %).
Магнитный поток в зазоре и- Потери в стали Рисунок 67 - Зависимости магнитного потока в воздушном зазоре и потерь в стали от отношения Ьп/б При сохранении величины магнитного потока в воздушном зазоре на уровне значения, соответствующего трапецеидальной форме паза, оптимальное закругление паза приходится на отношение Ьп/с1 0,85. В этом случае потери в стали снижаются на 2,6 % при увеличении массы стали на 0; 14 %.
