Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Вентильные электромеханические преобразователи индукторного типа 11
1.1 Магнитные системы вентильных индукторных электромеханических преобразователей 11
1.2 Схемы полупроводниковых преобразователей и принципы управления электромеханическими системами индукторного типа 21
1.3 Обзор математических моделей вентильных индукторных электромеханических преобразователей. Постановка задачи исследования 27
Выводы но главе 1 40
ГЛАВА 2. Исследование магнитной проводимости воздушного зазора и индуктивности фазы индукторной машины с двухсторонней зубчатостью 41
2.1 Определение индуктивных параметров вентильных индукторных маїнин через магнитную проводимость воздушного зазора 41
2.2 Аналитический расчет коэффициента магнитной проводимости воздушного зазора 45
2.3 Численный метод расчета индуктивных параметров вентильных индукторных машин 51
2.4 Исследование зависимости индуктивности фазы от геометрических параметров зубцовой зоны 57
2.5 Исследование формы электрохмагнитного момента ВИД и ЭДС фазной обмотки ВИГ 61
Выводы по главе 2 68
ГЛАВА 3. Имитационное математическое моделирование вентильных эми индукторного типа 70
3.1 Обобщенная компьютерная математическая модель вентильных индукторных ЭМП 70
3.2 Имитационная математическая модель вентильного индукторного вигателя 74
3.3 Исследования динамических и статических режимов в ВИД 86
3.4 Имитационная математическая модель вентильного индукторного генератора 94
3.5 Исследования динамических и статических режимов в ВИГ 107
Выводы по главе 3 114
ГЛАВА 4. Разработка опытных и серийных образцов вентильных индукторных машин. экспериментальные исследования 116
4.1 Разработка опытных образцов вентильных индукторных двигателей 116
4.2 Разработка вентильных индукторных генераторов автотракторного назначения 127
4.3 Исследование гармонического состава ЭДС фазы ВИГ в различных режимах работы 134
4.4 Исследование статических и динамических режимов вентильных ЭМП
индукторного типа 140
Выводы по главе 4 153
Заключение 155
Список использованной литературы
- Обзор математических моделей вентильных индукторных электромеханических преобразователей. Постановка задачи исследования
- Аналитический расчет коэффициента магнитной проводимости воздушного зазора
- Исследования динамических и статических режимов в ВИД
- Разработка вентильных индукторных генераторов автотракторного назначения
Введение к работе
Актуальность темы. Вентильные индукторные электромеханические преобразователи находят все более широкое применение в различных отраслях промышленности и на транспорте, как в качестве автономных источников электроэнергии, так и в качестве регулируемых электродвигателей.
Первоначально электрические машины индукторного типа использовались в качестве генераторов повышенной частоты (1000-10000Гц) в радиостанциях, электроавтоматике, электротермии и других отраслях промышленности [2, 3, 18]. По ме-; ре развития силовой электроники с появлением катодных ламп, мощных тиристоров : \\ и транзисторов индукторные генераторы стали вытесняться статическими преобразователями частоты. В настоящее время электромеханические преобразователи индукторного типа достаточно широко используются в автотракторной технике и в других видах транспорта в качестве автономных источников электроэнергии благодаря их высокой надежности, простоте конструкции, технологичности изготовления и низкой стоимости.
На современном этапе развития индукторные генераторы применяются в основном как органическое объединение с полупроводниковыми преобразователями • : (выпрямителем, регулятором напряжения). Такие конструктивные особенности вен тильных индукторных генераторов (ВИГ) как отсутствие щеток и применение по- стоянных магнитов на роторе делают их незаменимыми источниками постоянного тока в автотракторной технике, комбайнах, различных сельхозмашинах, технике специального военного назначения. Хотя сами индукторные машины достаточно хорошо изучены, задача улучшения рабочих динамических характеристик и массога-баритных показателей вентильных индукторных систем в целом сохраняет свою актуальность.
Большой вклад в развитие вопросов теории электромеханических преобразо- ; I вателей индукторного типа внесли отечественные и зарубежные ученые: Алексее ва М.М., Альпер Н.Я., Бычков М.Г., Бут Д.Л., Жуловяп В.В., Ильинский Н.Ф., Коломейцев Л.Ф., Красовский Л.Б., Кузнецов В.Л., Пахомин С.Л., Терзян А.Л., Шаров B.C., Byrne J.V., Lawrcnson P.J., Miller T.J.E., Stephenson J.M. и другие.
Современный уровень требований, предъявляемых к характеристикам генераторов индукторного типа, заставляет искать и разрабатывать новые способы исследования как стационарных, так и переходных электромагнитных процессов. Вопросы, связанные с совместной работой электрической машины и электронного преобразователя, с изучением различных динамических режимов, зачастую трудно решаемы при применении традиционных методов анализа, в основу которых положено предположение о синусоидальности фазного напряжения. Особенно затрудняют расчет наличие двойной зубчатости рабочего воздушного зазора, учет насыщения магнитной цепи, применение постоянных магнитов, которые характерны для современных машин данного типа.
Основные преимущества индукторных электрических машин способствуют их использованию и в двигательном режиме. Предлагаются различные конструкции индукторных двигателей и методов их исследования [124, 83]. Интенсивное развитие силовой и микропроцессорной электроники, наблюдаемое в последнее десятилетие, способствует росту интереса к электромеханическим преобразователям (ЭМП) индукторного типа в двигательном режиме [136, 137, 23, 75, 57, 52, 142]. Конструктивно вентильный индукторный двигатель (ВИД) аналогичен шаговому двигателю. Однако в отличие от шагового двигателя, который создается в основном для преобразования кодовой информации в пропорциональное ей перемещение, вентильный индукторный двигатель (ВИД) выполняется в силовом варианте. Если основным требованием, предъявляемым к шаговому приводу, является высокая точность отработки заданных перемещений, а энергетические показатели имеют, как правило, второстепенное значение, то для ВИД энергетические показатели являются одними из важнейших. В связи с этим большинство методов анализа и рекомендаций по проектированию, используемые при разработке шаговых электроприводов, неприменимы для расчета ВИД. Поэтому применение индукторных двигателей в промышленности и оптимизация режимов их работы требует использования адекватных математических моделей, учитывающих характерные особенности индукторных машин, и обла- , і дающих достаточной быстротой вычислений, простотой и наглядностью. Важными j особенностями ВИД являются дискретность работы фаз, наличие датчика положения !.! ротора (ДПР), по сигналам которого осуществляется коммутация фаз. Эти схемотехнические отличия должны учитываться при исследовании статических и динамических характеристик. В бездатчиковом приводе [67, 22, 6, 140] роль ДПР выполняет электронный блок - наблюдатель, который также необходимо учитывать при исследовании электромагнитных процессов.
В связи с перечисленными особенностями вентильных индукторных электрических машин (ВИМ), создание их математической модели, позволяющей учитывать главные размеры и соотношения геометрических параметров зубцовой зоны в целях у улучшения массогабаритных, энергетических и динамических показателей является г. своевременной и актуальной задачей, реализация которой имеет важное практическое значение.
Цель диссертационной работы - разработка вентильных индукторных электрических машин транспортного назначения на основе теоретических и экспериментальных исследований стационарных и динамических режимов систем с учетом двухсторонней зубчатости и насыщения стали магиитопровода.
Задачи исследований. Для достижения поставленной цели в диссертации решаются следующие задачи:
і 1. Разработка методики аналитического расчета магнитной проводимости воз i ! душного зазора вентильных индукторных машин в функции угла поворота ротора.
2. Разработка математической модели, функционально связывающей параметры вентильных индукторных электромеханических систем с их характеристиками.
3. Исследование влияния изменения отдельных параметров электрической машины на энергетические и динамические характеристики вентильных индукторных электромеханических систем с целью получения практических рекомендаций, необходимых для их рационального проектирования.
4. Проведение экспериментальных исследований, подтверждающих достоверность результатов теоретических исследований.
Методы исследований. При выполнении работы применялись следующие методы: методы теории электромагнитного поля и электрических цепей, метод Поля для расчета магнитной проводимости, численные методы решения дифференциальных уравнений, метод имитационного моделирования, метод конечных элементов.
При проведении экспериментальных исследований использовался метод физического моделирования при изготовлении натурных образцов, методики прямых и косвенных измерений.
Теоретические исследования и обработка результатов экспериментов выполнялись с использованием персонального компьютера и современного программного обеспечения [49, 48].
Достоверность результатов. Достоверность результатов расчетов индуктив-иостей фаз вентильных индукторных машин по предложенной аналитической методике подтверждена сравнением с данными, полученными при расчете магнитного поля методом конечных элементов и экспериментальными данными, полученными автором. Достоверность теоретических исследований вентильных индукторных ЭМП с помощью имитационной математической модели в статических и динамических режимах подтверждается сравнением с экспериментальными данными, полученными автором, а также известными из литературы.
Научная новизна диссертационной работы заключается в следующем:
1. Разработана методика расчета индуктивностей фаз вентильной индукторной машины в функции углового положения ротора, отличающаяся от известных получением функциональной аналитической зависимости между геометрией зубцовой зоны и значением индуктивности, что позволило создать универсальную инженерную компьютерную программу расчета.
2. Создана обобщенная компьютерная имитационная модель вентильных индукторных ЭМП в установившихся и переходных режимах как генератора, так и двигателя, отличающаяся от известных применением методики аналитического расчета иотокосцепления фазы, а также возможностью учета параметров полупроводникового преобразователя, влияния постоянных магнитов и их параметров на характеристики индукторных машин с комбинированным возбуждением.
3. На основе применения полевой математической модели магнитной цепи индукторной электрической машины и экспериментальных исследований выявлено влияние профиля постоянного магнита на энергетические и динамические характеристики автотракторного генератора с комбинированным возбуждением, в результате чего предложена защищенная патентом РФ конструкция ротора, позволившая улучшить энергетические характеристики электромеханической системы.
Практическая ценность работы заключается в следующем:
1. Разработана обобщенная имитационная математическая модель вентильной индукторной машины, позволяющая оценить влияние геометрических параметров зубцовой зоны, нелинейности магнитной цепи, обмоточных данных машины, динамического сопротивления ключа силового преобразователя на рабочие характеристики и динамические показатели электромеханической системы в целом.
2. Предложена инженерная методика расчета индуктивности фазы вентильных индукторных машин, реализованная в виде компьютерной программы, позволяющая достаточно быстро и с приемлемой точностью оценить влияние геометрии зубцовой зоны на характеристики таких машин.
3. Предложена защищенная патентом РФ конструкция вентильного индукторного генератора с комбинированным возбуждением, позволившая улучшить его энергетические характеристики.
Основные положения, которые выносятся на защиту:
1. Методика аналитического расчета индуктивностей фаз вентильной индукторной машины в функции угла поворота ротора и геометрических параметров рабочего зазора с двухсторонней зубчатостью.
2. Обобщенная компьютерная имитационная модель вентильных индукторных машин в установившихся и переходных режимах, использующая аналитические выражения индуктивности и потокосцепления фазы, с учетом двойной зубчатости, насыщения стали магнитопровода, параметров постоянных магнитов, параметров вентилей полупроводникового преобразователя.
3. Результаты экспериментальных исследований и математического моделирования вентильных индукторных машин, использованные при разработке и освоении серии автотракторных ВИГ комбинированного возбуждения в ООО "Электром".
Апробация работы. По результатам работы сделаны доклады на следующих конференциях и симпозиумах: на IV Всероссийской научной конференции "Динамика нелинейных дискретных электротехнических и электронных систем ", Чебоксары, 2001; International XIII symposium on micromachines & servodrives, Krasiczyn, Poland, 2002; Международной научной конференции "Электротехника, энергетика, экология - 2004", Санкт-Петербург, 2004; V Международном симпозиуме "ЭЛМАШ-2004", Москва, 2004; International XIV symposium on micromachines & servodrives, Tuczno, Poland, 2004; Всероссийском электротехническом конгрессе ВЭЛК-2005, Москва, 2005.
Публикации. Основные результаты выполненных в диссертации исследований освещены в 12 печатных работах и двух патентах РФ на полезную модель.
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы и приложений. Основная часть работы изложена па 171 страницах, содержит 98 рисунков, 7 таблиц, список литературы из 143 наименований.
Обзор математических моделей вентильных индукторных электромеханических преобразователей. Постановка задачи исследования
Как уже отмечалось выше, исследование индукторных электромеханических преобразователей первоначально было связано с генераторным режимом работы, когда они использовались в качестве источников переменного тока повышенной частоты. Поэтому первые исследования индукторных ЭМП связаны именно с электрической машиной [3, 2, 106, 103, 7, 61]. Эти работы посвящены определению основных параметров индукторных генераторов и расчету их статических характеристик.
По мере развития полупроводниковой техники индукторные машины, как высокочастотные генераторы начинают применяться в сочетании с полупроводниковыми преобразователями и образуют вентильные системы, находя новые области применения: в генераторном режиме как источники постоянного тока на автотранспорте, а также в режиме двигателя как бесконтактный вентильный индукторный электропривод широкого применения. В обоих случаях индукторная машина и вентильный преобразователь образуют единое целое и их математическое описание, или математическая модель представляет единую систему уравнений, объединяющую электромагнитные процессы в машине и в преобразователе с учетом наличия тех, или иных датчиков и регуляторов, входящих в систему управления, поэтому в последующем модель [7] была дополнена системой уравнений, описывающих работу трехфазного мостового выпрямителя, и использовалась для расчетов токов и напряжений трехфазного индукторного генератора при работе на выпрямительную нагрузку [8]. Все перечисленные модели [106, 103, 7, 8], основанные на математическом описании конкретного исполнения индукторного двигателя, позволяют проводить расчет мгновенных значений переменных только в установившемся режиме. Хотя в последующем предлагается распространение модели [7] на трехфазные индукторные генераторы с произвольной структурой обмотки якоря. Большая длительность расчета, включающая в отдельных моделях [103, 7] предварительное решение серии полевых задач численным методом, не позволяет эффективно использовать модель для расчета переходных процессов.
В настоящее время можно выделить два крайних подхода к математическому моделированию электромеханического преобразователя энергии: на базе теории поля и теории цепей. Теория поля развивается на основе уравнений Максвелла, а теория цепей - на основе уравнений Кирхгофа. Третий наиболее прогрессивный подход к анализу процессов электромеханического преобразования энергии - комбинированный подход, сочетающий теорию поля и теорию цепей. Таким образом, все математические модели можно разделить на три типа [66]: на базе теории поля, теории цепей, и с применением комбинированного подхода.
Расчет электромагнитного поля в любой, даже самой простой электрической машине является сложной задачей. Решение уравнений магнитного поля при заданных граничных условиях возможно различными способами. Первоначально наиболее интенсивное развитие получили методы непосредственного решения, например методы изображений [126, 16]. Важное значение в развитии методов исследования магнитного поля имеют конформные преобразования областей решения, при которых сложные граничные условия существенно упрощаются. Решение уравнений Лапласа находится для относительно простых зон и далее используется для исходной области [10]. Величинами, неизменными при преобразованиях остаются магнитные потенциалы, магнитные потоки, модули векторов индукции и напряженности. Само решение в преобразованной плоскости находится аналитическим или численным способом с той или иной степенью приближения. Расчет переходных процессов и установившихся режимов с применением конформных преобразований является сложной и трудоемкой задачей, занимает много времени.
Использование расчета магнитного поля методом сопряжения конформных отображений [10] позволило построить математическую модель [И] для расчета квазиустановившегося режима в трехфазном индукторном генераторе автотракторного применения. При расчете данным методом интеграл Шварца используется для вычисления комплексной потенциальной функции совокупности кусочно-однородных элементарных участков с одинаковой магнитной проницаемостью, на которые разбивается исходная расчетная область. Указанный метод [10] не накладывает ограничений на характер неоднородности активной среды и может применяться при произвольной конфигурации двухмерной области. Расчеты магнитного ноля автотракторного индукторного генератора [11], выполненные указанным методом при разбиении расчетной области на 194 элементарных участка, позволяют обеспечить высокую точность. Однако большая длительность расчета, при котором только время вычисления параметров магнитного поля для одного периода изменения на современном ПК составило около 6 часов [11], не позволяет использовать указанную модель для исследования переходных процессов в инженерной практике.
Быстрое развитие ЭВМ в последние десятилетия способствовало дальнейшему развитию приближенных численных способов расчета, основанных на методах конечных разностей и конечных элементов (МКЭ) [16, 14].
В настоящее время известны современные зарубежные программные продукты "Maxwell", "Profi", "ANSYS", и др., позволяющие решать уравнения электромагнитного поля во времени при изменении конфигурации магнитной системы. Данные программы построены на основе метода конечных элементов. Среди отечественных программных продуктов можно выделить "LOMAN", "ELCUT" и "JUMP", которые незначительно проигрывают но точности и скорости вычислений, но уступают зарубежным аналогам своим интерфейсом.
Аналитический расчет коэффициента магнитной проводимости воздушного зазора
На этапе проектного расчета а также для анализа свойств и параметров ЭМП более удобными для определения магнитной проводимости воздушного зазора являются аналитические методы, которые в отличие от численных методов позволяют определить искомую зависимость в аналитическом виде.
С целью определения магнитной проводимости рабочего воздушного зазора в аналитическом виде воспользуемся методикой, которая основана на методе По ля [138]. Данный метод является достаточно общим и позволяет получить выраже ния для коэффициента магнитной проводимости воздушного зазора как для ВИД, так и для вентильных индукторных генераторов. На основе изменения коэффициента магнитной проводимости может быть определена магнитная проводимость воздуш ного зазора согласно выражению (2.3) и найдена индуктивность фазы согласно (2.11). Метод позволяет получить выражения в удобном для дальнейших расчетов і виде и обладает достаточной для проектного расчета і точностью (погрешность составляет 10-20%) [138, 30].
Данный способ аналитического определения проводимости воздушного зазора основан на упрощенном / представлении распределения магнитных линий в пазу. Углы наклона боковых стенок зубцов ротора и статора
Рисунок 2.2 Условное (аь а2 на рис.2.2) условно считают равными радианам, распределение силовых линий умноженным на некоторый коэффициент р. Затем, рассматривая картину силовых линий, принимают допущения, что по зазору линии проходят прямолинейно, а за пределами зазора в пазах - по дугам окружностей, центром которых являются крайние точки зубцов. Так как угол наклона стенок равен радиану, умноженному на Р, то для линии проходящей по пазу и вступающей в зазор на расстоянии х от крайней точки зубца, длина пути по пазу до зазора равна Р . Принятая картина распределения силовых линий, согласно закону наименьшего магнитного сопротивления, близка к действительной. Некоторое укорочение длины силовых линий в пазу за счет условного наклона стенок зубцов компенсирует сгущение линий у края зубцов.
Перемещение зубцового деления статора относительно ротора будем учиты вать с помощью параметра а (рис.2.3). За начало отсчета примем такое положение Ьх статора и ротора, когда оси зубцов совпадают. При yzl а Кг выполнении расчетов используем следующие обозначения (рис.2.3): зубцовое деление статора Ь\, зубцовое деление ротора Ь2, ширина зубца статора Ьг\, ширина зубца ротора Ьг2, длина воздушного зазора 5.
Для расчета проводимости необходимо пе Рисунок 2.3 Условные обозначения Реи к линейной развертке машины. Линейные размеров зубцовой зоны r г „ v размеры зубцовой зоны могут быть найдены как длины дуг окружности, делящей воздушный зазор на две равные части. Радиус окружности, на котором выполняется развертка, определяется выражением: (2.14) А,--5 Л, = где ,,- - внутренний диаметр статора.
Перевод угловых размеров зубцовой зоны в параметры линейной развертки осуществляется с помощью выражения: (2.15) b-—-v. 180 где у - угловой размер зубцовой зоны, выраженный в градусах; Ь - соответствующий линейный размер зубцовой зоны.
Вследствие симметрии ротора расчет магнитной проводимости воздушного зазора может быть выполнен для одной фазы в пределах половины зубцового деления ротора (0 a b2/2). График магнитной проводимости в пределах зубцового деления получается зеркальным отображением полученной кривой относительно оси ординат. Магнитные проводимости других фаз имеют подобный вид, но сдвинуты в пространстве на liilm электрических радиан. исуиок 2.4 Участки магни то про вода с однородными силовыми линиями
В процессе расчета определяется коэффициент магнитной проводимости участка, равного зубцовому делению статора при перемещении его относительно зубцового деления ротора. В ходе перемещения зубцового деления статора выделяются участки, на которых коэффициент магнитной проводимости определяется выражением единого вида. Далее в пределах зубцового деления статора зазор делится на участки с однородными коэффициентами проводимости элементарных трубок. Коэффициепт проводимости однородного участка определяется суммированием коэффициентов проводимости элементарных трубок и сводится к простому интегрированию. Рассмотрим расчет коэффициента магнитной проводимости на первом участке (рис.2.4). bz2-bz\ 1. 0 а к,, к, =- !
Для данного положения ротора воздушный зазор можно разбить на пять участков с однородными коэффициентами проводимости элементарных трубок (рис.2.4).
Для каждого участка рассчитаем коэффициент магнитной проводимости. Ыа первом участке коэффициент определяется выражением:
Исследования динамических и статических режимов в ВИД
Длительность работы каждой фазы составляет 120 электрических градусов и остается неизменной в процессе работы.
На рис.3.13 введены следующие обозначения: 1 - ток фазы А ВИД (1дел.-60А); 2 - электромагнитный момент ВИД (1дел.- 6Нм); 3 - скорость (1дел.-100рад/с); 4 -угол поворота вала (1дсл.- бОрад).
Начальный участок пуска привода показан на рис.3.14. Из графика видно, что і при включении фазы на начальном этапе происходит нарастание тока іА по экспоненциальному закону с постоянной времени Т =.--- икл RA+2-RlT + R0
При этом индуктивность фазы LA увеличивается при повороте ротора. По мере разгона двигателя увеличивается ЭДС вращения, что приводит к снижению тока при 0,005 с. На участке при / 0,019с происходит нарастание тока, которое связано с тем, что индуктивность фазы перестает расти (момент ВИД становится равным ну лю) и ЭДС вращения перестает расти. Отключение фазы происходит путем закрытия транзисторных ключей. Вследствие того, что ток в обмотке не может измениться скачком, открываются диоды и обмотка оказывается под напряжением другой полярности. Уменьшение тока в обмотке происходит но экспоненте с постоянной времени
В данном случае индуктивность фазы уменьшается по мере движения. Уменьшение тока происходит при уменьшении индуктивности, что вызывает возникновение тормозного момента и некоторое уменьшение скорости. По мере нарастания тока фазы В растет и создаваемый этой фазой момент, и скорость начинает расти далее. В установившемся режиме средняя величина момента равна нулю, а скорость колеблется около некоторого значения. Наличие интервалов времени с тормозным моментом (см. рис.3.13) свидетельствует о том, что при угле включения фазы 6=0 не обеспечивается максимальный момент двигателя.
На рис.3.15 показаны графики переходных процессов при пуске ВИД с номинальным напряжением с моментом нагрузки на валу Мс=ЗНм (статическая нагрузка). Из графиков следует, что при пуске двигателя с нагрузкой на валу значительно со кратилось время переходного процесса (/Ш1 0,25с). Средний момент двигателя после окончания переходного процесса равен моменту нагрузки па валу, а скорость вращения заметно уменьшилась (со« 62 рад/с вместо 125 рад/с в режиме холостого хода). При этом при работе двигателя с нагрузкой существенно увеличился ток фазы (1А 22,61А). На рис.3.15 как и при работе двигателя в режиме холостого хода наблюдаются участки работы ВИД в генераторном режиме (МО).
С помощью разработанной математической модели было исследовано влияние угла управления (включения фазы) на момент, развиваемый электродвигателем. Длительность включения фазы остается постоянной и соответствует 120 электрическим градусам. На рис.3.16 и рис.3.17 показаны графики переходных процессов пуска ВИД с нагрузкой Мс=ЗПм при углах управления 0=-7:/9 (угол включения -20 электрических градусов, по рис.3.11) и 0=л/9 (угол включения 20 электрических градусов, по рис.3.11) соответственно.
Графики переходных процессов при пуске ВИД с углом управления 9=п/9 момента при включении (см. рис. 3.16), вызванного работой фазы на участке с уменьшающейся индуктивностью (см. рис. 3.11).
При угле включения 0=7с/9 (рис. 3.17) работа фазы с максимальным током приходится на участок согласованного положения зубцов статора и ротора, где индуктивность изменяется незначительно, а отключение обмотки происходит позже на участке значительного уменьшения индуктивности, что приводит к возникновению большого тормозного момента. Все эти факторы приводят к значительному уменьшению скорости вращения (со 31 рад/с).
На основе полученной математической модели проводилось исследование влияния угла включения фазы при неизменной длительности включения фазы (120 электрических градусов), на момент, развиваемый электроприводом. Результаты моделирования приведены на рис.3.18. Из рисунка видно, что максимум момента приходится на зону -30...-20 электрических градусов, что соответствует наибольшей М, І їм ! ь 8,2! V і N ! /і8 J 1-І і .._ 7,8 7,6 ! і — і 1і длительности работы фазы на участке возрастания индуктивности. Близкие результаты (оптимальные углы включения -25...-15 электрических градусов) получены в [27J для данного привода на основе математической модели без учета насыщения магнитной системы. При угле управления 9 0 двигатель недоиспользуется по моменту и имеет низкий КПД. Кроме того, возможна ситуация, когда электродвигатель вовсе не запустится. "Залипанис" ротора возможно, когда двигатель включается в положении ро 40 -ЗО -20 -10 10 20 ЗО 0, зл.град Рисунок 3.18 Зависимость момента ВИД ТОра, где производная индуктивности фазы от от угла включения фазы угла поворота равна нулю. Данное явление со, рад/с 250 наблюдалось при работе макетного образца двигателя [143]. Рассмотренная ситуация нежелательна для электропривода. Проведенные исследования подтверждают необходимость тщательной установки датчика положения ротора, которая соответствует оптимальному углу и непосредственно влияет на характеристики привода. С целью изучения электромеханических характеристик ВИД усилителя руля [143] на основе разработанной ими Рисунок 3.19 Механическая характеристика ВИД тационной модели рассчитана механиче-екая характеристика при угле управления 0=-л/9 и длительности включения 120 электрических градусов (рис.3.19, кривая 1). Также на рис.3.19 (кривая 2) показана механическая характеристика опытного образца, полученная опытным путем. Различие расчетной характеристики но сравнению с экспериментальной не превышает 10%, что является приемлемым на стадии проектного расчета.
Разработка вентильных индукторных генераторов автотракторного назначения
Использование индукторной машины в двигательном режиме стало актуально ! сравнительно недавно, благодаря интенсивному развитию силовой электроники и микропроцессорной техники, наблюдаемому в последнее время. К настоящему времени известно несколько методик, используемых для расчета ВИД различного назначения [75, 25, 96]. С учетом этих публикаций автором разработана инженерная методика расчета ВИД транспортного назначения, основные положения которой приведены ниже. Описанная ниже методика является частью обобщенной математи ческой модели (блок Б на рис..3.1), рассмотренной в параграфе 3.1. Методика приме нялась для расчета ВИД усилителя руля автомобиля [143], привода движения элек-\\ тропогрузчика [13], двигателя электропривода переключения железнодорожных стрелок (приложение А. 1).
Рассмотрим методику расчета ВИД на примере двигателя переключения железнодорожных стрелок. При разработке электрической машины были заданы габа- ритные размеры, напряжение питания в звене постоянного тока, номинальная частота вращения ротора. Требовалось рассчитать реверсивный двигатель, развивающий / t j, максимальный момент при заданной частоте вращения. Исходные данные для расче Г І; та приведены в таблице 4.1. 1, Таблица 4.1. Наименоваї і не параметра Значение параметра 1. Номинальное напряжение в звене постоянного тока U, В 200 2. Номинальная частота вращения пг, мин"1 4000 3. Наружный диаметр статора D\, м 0,1 4. Внутренний диаметр ротора Dih м 0,021 5. Длина пакета статора 1\, м 0,06 116 Па рис.4.1 показаны при дольный разрезы трехфазного. Задачей электромагнита ров: главных размеров статора статора Z] и ротора Z2; формі: данных фазных катушек. Основываясь на жепери ружного D\ и внутреннего D\\. и частоты вращения и может л I\ =(0.45 : Как показал опыт разра( желательно выбирать большие кой возможности размещения і С учетом (4.1) внешний диаметр ротора однозначно определяется размером воздушного зазора А,-/),, 2-Й. (4.2) Выбор оптимального размера воздушного зазора играет важную роль при проектировании ВИД. В главе 2 при исследовании индуктивности фазы упоминалось, что для снижения пульсаций скорости и акустических шумов воздушный зазор машины дол: расположения всех фаз. Как бь гципиальная электрическая схема, поперечный и прожигателя 6/4 с обозначением основных элементов. я о расчета ВИД является выбор основных параметрі ротора; воздушного зазора 5; числа фаз т, полюсов і и размеров полюсов статора и ротора; обмоточных летальных данных 75] оптимальное отношение параметров статора зависит от поминальной мощности жать в пределах: ().7)0,, принимаем /J,, =0.064м. (4.1) іотки ВИД, для достижения максимального момента значения в выражении (4.1) с последующей провер-;бмотки в пазу. схеми (а) и основные ілемепїи конструкции (б) один и тот же характер изменения в зонах по показано ранее (см. параграф 2.4), для достижения максимального значения коэффициента KR (2.32) и удельного момента значение воздушного зазора должно приниматься минимально допустимым по технологическим требованиям. Изготовление электрических машин с малыми воздушными зазорами (8 0,25мм) технологически затруднительно и приводит к удорожанию машины. По ! этому в ВИД средней мощности зазоры составляют 0,25-Ю,5мм и близки к воздушным зазорам асинхронных двигателей. Неоправданное увеличение воздушного зазора приводит к росту МДС катушек и номинальных данных ключей инвертора, что значительно удорожает весь электропривод. Руководствуясь изложенными соображениями принимаем размер воздушного зазора 5=0,0004м. Внешний диаметр ротора согласно (4.2) D2 = 0,064 - 2 0,0004 = 0,0632 MM.
Существенное влияние на характеристики ВИД оказывает правильный выбор \ количества фаз. Для реверсивных ВИД количество фаз должно быть не менее трех. С целью уменьшения пульсаций момента и неравномерности вращения вала желатель I но увеличение числа фаз. Однако с ростом числа фаз усложняется конструкция дат ; чика положения ротора и сокращаются угловые и временные интервалы включения J фазы. Кроме того, с увеличением числа фаз пропорционально растет число силовых і ключей, что значительно увеличивает стоимость ВИД. Поэтому выполнение ВИД с числом фаз больше 4-5 экономически нецелесообразно. Многочисленные по конструкции нереверсивные ВИД (т=\, 2) выполняются, как правило, с несимметричными полюсами или воздушным зазором и находят широкое применение в бытовой технике. При Рн 1кВт и л2 5000 мин 1 удается демпфировать пульсации скорости без усложнения алгоритмов управления [137, 43].
По соотношению полюсов статора и ротора принято различать следующие ти-, пы индукторных двигателей: для трехфазных характерны конфигурации 6/4, 12/8, ! 12/10; для четырехфазных 8/6 и т.д.
Для реверсивных ЭМС индукторного типа числа зубцов (полюсов) статора Z\ и ротора 2г определяется следующими соотношениями: 118 Z, = 2km ; (4.3) Z2 = 2(mk ±r), (4.4) гдек \, 2, 3... -целое число; r=l- -целое число.
При выборе конфигурации зубцовой зоны важными факторами являются КПД двигателя и амплитудное значение фазного тока. Согласно рекомендациям [63, 96], при работе на малых частотах вращения (л2 500 мин"1) наибольшими КПД обладают трехфазные двигатели с конфигурациями 12/14, 12/10, 12/8. При работе на частотах свыше 500 мин"1 наиболее предпочтительны варианты 12/8, 18/12, 12/10. Согласно экспериментальным исследованиям [63] опытных образцов для получения меньших амплитудных значений токов при одинаковых условиях работы целесообразно принять значения зубцов статора Z]=12 и ротора /2=8.
