Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ установившихся режимов автономного асин хронного генератора при работе на активную и активно-индуктивную нагрузку 13
1.1. Обзор литературы по методам расчета статических характеристик и способам стабилизации напряжения генератора. Выбор оптимальной структуры ЕСВ 14
1.2. Расчет характеристик АГ с параллельным возбуждением 19
1.3. Расчет характеристик АГ с емкостным компаундированием 32
Глава 2. Математическая модель и анализ переходных режимов автономного АГ - 54
2.1. Обзор литературы по анализу переходных режимов работы АГ с учетом насыщения 54
2.2. Уравнения АГ в непреобразованных фазных координатах статора. Выбор координатной системы для исследования автономного АГ 60
2.3. Дифференциальные уравнения АГ в преобразованной систем координат с учетом насыщения главной магнитной цепи 66
2.4. Расчет переходных режимов автономного АГ 77
2.4.1. Самовозбуждение 77
2.4.2. Включение и отключение нагрузки 82
2.4.3. Трехфазное короткое замыкание на зажимах нагрузки 95
Глава 3. Исследование квазиустановившихся и переходных режимов асинхронного генератора при работе на выпрямительную нагрузку 107
3.1. Общая характеристика работы автономного АГ на выпрямительную нагрузку 108
3.2. Математическая модель и алгоритм расчета системы АГ с ЕСВ - полупроводниковый выпрямитель-нагрузка. III
3.3. Анализ переходных и квазиустановившихся режимов работы системы АГ-ЕСВ-ІШ-НГ при различных схемах емкостного возбуждения 123
3.3.1. Асинхронный генератор с параллельным возбуждениемJ23
3.3.2. Асинхронный генератор с системой емкостного компаундирования (параллельно-последовательное возбуждение) 145
3.3.3. Работа АГ на управляемый полупроводниковый выпрямитель 158
Глава 4. Особенности применения массивного ферромагнитного ротора в высокоскоростном автономном АГ 185
4.1. Обоснование применения массивного ферромагнитного ротора в высокоскоростном АГ с газотурбинным приводом. 185
4.2. Рабочие характеристики генератора с Ш? 187
4.2.1. Определение эквивалентных параметров зубчатого ШР . 189
4.2.2. Характеристики генератора при активной нагрузке. 191
4.2.3. Характеристики генератора при выпрямительной нагрузке 202
4.3. Определение добавочных потерь АГ с ШР при работе на выпрямительную нагрузку 212
Выводы 217
Заключение 220
Список основной использованной литературы 227
Приложения 238
- Расчет характеристик АГ с параллельным возбуждением
- Уравнения АГ в непреобразованных фазных координатах статора. Выбор координатной системы для исследования автономного АГ
- Анализ переходных и квазиустановившихся режимов работы системы АГ-ЕСВ-ІШ-НГ при различных схемах емкостного возбуждения
- Определение эквивалентных параметров зубчатого ШР
Введение к работе
В последние годы наблщцавтся значительный рост потребности народного хозяйства СССР в автономных источниках электроэнергии большой единичной мощности, повышенной мобильности,надежности и экономичности. К электрическим генераторам подобных источников энергии предъявляется ряд специфических требований, характерных для автономных энергоустановок: минимальная масса и габариты, бесконтактное исполнение, определенная величина параметров генератора и его системы возбуждения, необходимых для обеспечения заданного качества характеристик, высокая механическая прочность ротора , надежность генератора и т.д. Серийно выпускаемые в настоящее время промышленностью передвижные электростанции мощностью 1000 кВт и выше (5Э41, ЭСД-1000, ПАЭС-2500 и др.) выполняются на основе синхронных генераторов средней быстроходности (1000 1500 об/мин) с дизельным или газотурбинным приводом через редуктор и поэтому отличаются значительными габаритами и массой, недостаточно надежны и неремонтопригодны в полевых условиях. Так, сухой вес (масса) газотурбинной электростанции 5Э41 мощностью 1000 кВт составляет 20 т, дизельной электростанции аналогичной мощности - 28 т.
Исследования, проведенные в ряде работ ,9,10,28 показывают, что проблема создания малогабаритных и экономичных энергоустановок может быть успешно решена на основе высокоскоростных бесконтактных генераторов переменного тока с газотурбинным безредукторным приводом ( п = 8000+15000 об/мин), работающих в блоке со статическим преобразователем частоты или полупроводниковым выпрямителем (в зависимости от характера потребляемой энергии).
Тип генератора оказывает решающее влияние на показатели проектируемой электростанции и должен определяться по всей совокуп - 5 ности требований, предъявляемых к автономному источнику. В тех случаях, когда источник электропитания должен обеспечить стабильный уровень выходного напряжения при изменении нагрузки в пределах статической устойчивости генератора весьма целесообразным является применение асинхронного генератора (АГ) с короткозамкнутым ротором и системой емкостного возбуждения и регулирования напряжения. При питании определенного вида нагрузок (высококосинусная трехфазная нагрузка, статический преобразователь частоты, полу -проводниковый выпрямитель, емкостной накопитель энергии и др.) асинхронный генератор обладает рядом преимуществ по сравнению с другими типами генераторов (синхронным или индукторным). Асинхронный генератор представляет собой бесконтактную переменно-полюсную машину с радиальным направлением магнитного потока,которая выгодно отличается простотой и прочностью конструкции, особенно при использовании массивного ферромагнитного ротора, массивный ротор генератора не содержит обмоток и выполняется из единой стальной поковки,в которой фрезеруются пазы оптимальной геометрии и выполняются торцевые наплавки из материалов с высокой электрической проводимостью [54,55] . Конструкция генератора позволяет максимально сократить подшипниковую базу и обеспечивает ротору высокую жесткость, что дает возможность проводить непосредственное сочленБние ротора АГ с приводным газотурбинным двигателем при окружных скоростях на поверхности ротора до 400 м/сек.
Минимальные параметры рассеяния контуров статора и ротора (на уровне 0,08 0,12 о.е.) составляют принципиальную особенность АГ и обеспечивают жесткую внешнюю характеристику генератора, высокие энергетические показатели машины (на уровне асинхронных машин общепромышленного назначения). Симметричный ротор обладает хорошими демпфирующими свойствами, что существенно при несимметричных режимах нагрузки.
Определенный прогресс в отечественном конденсаторостроении в последние годы привел к разработке и выпуску полипропиленовых пленочных конденсаторов типа ПТ и ПЖ [10,24] . Эти конденсаторы при частоте 400 Гц имеют удельные показатели 0,1+0,2 кг/кВДр. При этом удельный массогабаритныи показатель тф высокоскоростных асинхронных генераторов с системой возбуждения в диапазоне мощности 1000+8000 кВт составляет (1,5+0,8) кг/кВт, а автономной электростанции в целом (II+5) кг/кВт (меньшие значения относятся к генераторам большей мощности). В то же время массогабаритныи показатель автономной электростанции с синхронным или индукторным генератором составляет (20+12) кг/кВт, а сам генератор имеет туэ= (4,5+3,0) кг/кВт.
Особенно отчетливо видны преимущества АГ при работе в блоке с полупроводниковым преобразователем частоты (выпрямителем) .Как известно, преобразователь загружает высшими временными гармониками генератор и систему его возбуждения. В синхронном и индукторном генераторе эти гармоники непосредственно попадают в обмот- ку статора и вызывают существенные добавочные потери в машине, что требует увеличения ее габаритной мощности в 1,5+2 раза [27,103]. В асинхронном генераторе емкостная система возбуждения (ЕСВ) выполняет роль фильтра на пути высших временных гармоник, а в сочетании со специальными дросселями, настроенными в резонанс с наиболее опасными - пятой и седьмой гармониками может снизить их уровень до 1+3 % по отношению к первой гармонике.
Сравнительно небольшие значения реактивностей рассеяния генератора создают благоприятные условия для его работы в блоке с полупроводниковым выпрямителем. Наличие емкостей на входе вы -прямителя, выполняющих роль источника реактивной мощности генератора, одновременно способствует уменьшению угла коммутации выпрямителя, что повышает жесткость внешней характеристики ис - 7 точника. Кроме того, исследования показали, что при работе АГ в блоке с полупроводниковым выпрямителем в системе вырабатывается дополнительная реактивная мощность, которая способствует стабилизации напряжения асинхронного генератора.
Таким образом использование автономного АГ с емкостным возбуждением, работающего в блоке с полупроводниковым выпрямителем, позволит создать регулируемый источник стабилизированного постоянного напряжения о улучшенными массогабаритными показателями,обладающий высокой надежностью и обеспечивающий жесткую внешнюю характеристику системы в заданн ом диапазоне изменения нагрузки.Создание таких автономных бесконтактных электромашинных генераторов большой единичной мощности, обладающих минимальными габаритами и массой при высокой надежности работы представляет собой актуальную, но весьма сложную задачу.
Исследованию генераторов автономных энергоустановок посвящены работы советских ученых - И.П.Копылова,В.Й.Радина,В.А.Балагу-рова,Б.А.Винокурова,А.А,Терзяна,В.В.Алексеевского,Ю.Г.Шакаряна, А.Е.Загорского.А.И.Бертинова, М.М.Красношапки,Г.А.Сипайлова и др. Теория асинхронного генератора и проблема его применения в автономной энергоустановке рассмотрена в работах С.К.Бохяна.А.В.Нови-кова,А.И.Скороспешкина,С,И.Киписа,А,А.Иванова,В.Д.Зубкова, Н.Д. Торопцева, С.П.Бояр-Сазоновича, Ю.Н.Шумова, В.С.Змитровича, Р.В. Фильца» А.НЛедовского, Ф.С.Амброса, А.В.Нетушила и др.
Во многих организациях проводились и ведутся в настоящее время работы по исследованию и разработке асинхронных генераторов различного назначения. Среди них Московский энергетический институт. Московский инотитут инженеров железнодорожного транспорта, ВНИИ комплексного электрооборудования (г.Ереван), Институт электродинамики АН УССР, Киевский, Томский. Кишиневский, Куйбышевский, Одесский политехнический институты, сельскохозяйственный институт и др.
На основании анализа литературных источников можно отметить основные результаты выполненных ранее работ по рассматриваемой проблеме:
1. Изучены основные преимущества и недостатки АГ по сравнению с генераторами других типов при активной и активно-индуктивной нагрузке последних.
2. Исследован ряд схемных и конструктивных решений как самого генератора, так и его емкостной системы возбуждения.
3. Существуют разнообразные методы расчета рабочих (статических) характеристик АГ (аналитические, графические, графо-ана-литические).
4. Разработаны методики анализа переходных режимов АГ, среди которых доминирующее положение занял анализ процесса самовозбуждения генератора.
Однако современная тенденция создания автономных источников электропитания на базе АГ большой единичной мощности (1000 кВт и более), работающего преимущественно на полупроводниковый преобразователь, требует разработки новых методов исследования,которые с высокой степенью точности позволили бы проводить анализ как переходных, так и квазиустановившихся режимов АГ с помощью современных средств вычислительной техники, проводить оптимизацию параметров генератора и его системы возбуждения, сформулировать рекомендации по проектированию генератора и его ЕСВ, оценить влияние массивного ферромагнитного ротора на характеристики и энергетику высокоскоростного АГ.
Как показано в[27,79,80] , работа электрических машин в блоке с преобразователем частоты или полупроводниковым выпрямителем имеет определенную специфику, которая является причиной появления новых требований к параметрам и технико-экономическим пока - 9 зателям электрических машин. Ввиду многообразия и противоречивости этих требований задача разработки машин для указанных систем переросла в самостоятельную проблему, включающую и круг вопросов, связанных с определением и изучением номинальных расчетных режимов, определением и оптимизацией параметров, характеристик генератора и его системы возбуждения, разработкой рекомендаций по проектированию таких машин.
В связи с этим цель настоящей диссертационной работы формулируется следующим образом: разработка универсальной методики математического моделирования переходных и установившихся режимов работы системы асинхронный генератор с емкостной системой возбуждения - управляемый или неуправляемый полупроводниковый выпрямитель (системы АГ-ЕСВ-ПВ-НГ), основанной на применении численных методов анализа и современных вычислительных средств; экспериментальное подтверждение основных результатов математического моделирования; уточненное исследование рабочих характеристик и переходных режимов АГ при обычной нагрузке (активной и активно-индуктивной); усовершенствование методик оптимизации параметров генератора и его системы возбуждения, выбор номинальных расчетных режимов системы АГ-ЕСВ-ПВ-НГ.
Основные задачи работы заключаются в следующем:
1. Усовершенствовать методику расчета статических характеристик АГ при его работе на активную или активно-индуктивную нагрузку и на основе уточненного исследования определить оптимальный диапазон параметров генератора и его системы возбуждения, обеспечивающих высокое качество рабочих характеристик.
2. Исследовать переходные и установившиеся режимы работы АГ с учетом насыщения главной магнитной цепи генератора при обычных нагрузках.
3. Разработать универсальную методику математического моделирования переходных и квазиустановившихся режимов работы системы АГ-ЕСВ-ПВ-НГ с учетом насыщения магнитной цепи генератора для различных систем емкостного возбуждения АГ и различного характера нагрузки за выпрямителем и создать на этой основе оптимизированные алгоритмы расчета переходных и квазиустановившихся режимов.
4. Разработать рекомендации по выбору номинальных расчетных режимов, оптимальных параметров ЕСВ и типовой мощности АГ при работе генератора на полупроводниковый выпрямитель на основе детального исследования энергобаланса системы АГ-ЕСВ-ПВ-НГ.
5. Исследовать особенности применения в автономном АГ массивного ферромагнитного ротора (Мй?) с оптимальной геометрией зубцовой зоны.
При решении поставленных задач автором получены следующие новые научные результаты:
1. Разработаны рекомендации по выбору степени насыщения АГ и оптимального диапазона параметров генератора и ЕСВ различного типа, исследовано влияние названных факторов на рабочие характеристики АГ (с обычным и массивным ротором) при активной и активно-индуктивной нагрузке.
2. Разработана универсальная методика математического моделирования и расчета на ЭВМ переходных и квазиустановившихся режимов работы системы АГ-ЕСВ-ПВ-НГ с учетом насыщения магнитной цепи генератора для различных типов ЕСВ и различного характера нагрузки за выпрямителем (активной, активно-индуктивной,активно-емкостной) .
3. Исследованы особенности работы автономного асинхронного генератора на выпрямительную нагрузку, получены данные по гармо - II ническому составу и энергобалансу системы АГ-ЕСВ-ПВ-НГ для различных типов ЕСВ и различного характера нагрузки. Разработаны рекомендации по выбору типа и параметров ЕСВ, определению типовой мощности машины при работе на выпрямительную нагрузку.Сформулированы условия стабилизации напряжения источника в широком диапазоне изменения нагрузки. Исследованы энергетические свой -ства системы АГ-ЕСВ-ПВ-НГ с управляемым полупроводниковым вы -прямителем. Определены оптимальные диапазоны регулирования полупроводникового выпрямителя для получения характеристик источника заданной формы с учетом изменения перегрузочной способности генератора.
4. Исследовано влияние параметров массивного ферромагнитного ротора на рабочие характеристики высокоскоростного асинхронного генератора при обычной и выпрямительной нагрузке, определены добавочные потери на поверхности ШР от высших временных гармоник поля статора.
На защиту выносятся:
1. Методика математического моделирования переходных и ква-зиустановившихся режимов работы системы АГ-ЕСВ-ПВ-НГ с учетом насыщения магнитной цепи генератора для различных типов ЕСВ и различного характера нагрузки за выпрямителем, подтвержденная данными экспериментальных исследований.
2. Оптимизированные алгоритмы расчета переходных и установившихся режимов автономного АГ при работе на обычную и выпря -мительную нагрузку.
3. Результаты выполненных исследований по анализу влияния выпрямительной нагрузки на переходные и квазиустановившиеся режимы работы асинхронного генератора с шихтованным короткозам -кнутым ротором обычного типа, а также зубчатым массивным ферромагнитным ротором оптимальной геометрии.
4. Методические рекомендации по выбору оптимальных параметров генератора и ЕСВ различного типа, номинальных расчетных режимов при работе АГ на активную и активно-индуктивную нагрузку, а также полупроводниковый выпрямитель, рекомендации по выбору оптимального диапазона параметров управления полупроводниковым выпрямителем для получения характеристик заданной формы.
В работе использованы следующие методы исследований:
1. Математические методы анализа электрических машин переменного тока - метод вращающихся магнитных полей (изображающих векторов), метод преобразования системы координат, метод пото-косцеплений с учетом насыщения главной магнитной цепи машины,метод энергетического баланса для исследования статических характеристик АГ.
2. Методы анализа электрических цепей, содержащих полупроводниковые элементы, в частности метод переключающих функций и метод переменных состояния.
3. Математические методы численного интегрирования систем дифференциальных уравнений, методы решения задач линейной алгебры, сплайн-аппроксимации нелинейных функций.
Достоверность научных положений подтверждается экспериментальными данными. Экспериментальная часть работы выполнена на модельном образце асинхронного генератора в лабораторных условиях отдела бесконтактных электрических машин Института электродинамики АН УССР.
Расчет характеристик АГ с параллельным возбуждением
Исследование рабочих характеристик асинхронного генератора с параллельным возбуждением проведем на основе метода энергетического баланса и Г-образной схемы замещения АГ. Методика расчета позволяет составить алгоритм, удобный для выполнения расчетов на ЭВМ, обеспечивает высокую точность результатов.
Схема замещения АГ с вынесенным на зажимы намагничивающим контуром показана на рис.1.1. Параметры схемы замещения: Ri и Ra-активные сопротивления рабочей цепи АГ Xs- суммарное сопротивление рассеяния рабочей цепи Параметры обмоток АГ ( Гі; ґі ; Хі; X ) считаем постоянными величинами. Емкость возбуждения в данном случае тоже постоянна Co-const Электрическую частоту в цепях АГ принимаем постоянной (coo = const ), т.к. рабочее скольжение генератора большой мощности находится в пределах 0,3 1,5 %, При со0 = const , Хс= const . Условия устойчивой работы при Хс = const требуют обязательного насыщения магнитной цели АГ. Поэтому сопротивление Xm =var и определяется по кривой намагничивания машины. На рис.1.2 показаны вольтамперные характеристики намагничивающего контура эквивалентной схемы Im = = f(Ur) и цепи возбуждения Ic =f(Ur) . Их пересечение дает величину начального напряжения Uro на зажимах АГ при разомкнутой внешней цепи (холостой ход АГ).
Определение характеристик генератора при работе на активно-индуктивную нагрузку Первым и основным требованием устойчивой работы АГ является баланс реактивной мощности, который в данном случае описывается уравнением:
Как видно из уравнения (1.6), реактивная мощность емкостного возбуждения (Qco) расходуется на создание основного магнитного поля взаимоиндукции ( Gtm ) и полей рассеяния машины ( Qs), а также потребляется нагрузкой ( QH). Поскольку все цепи системы питаются от одного напряжения U=Ur , баланс мощностей соответствует балансу реактивных токов где діс =Ic Im - результирующий емкостной ток, определяемый для любого напряжения Ur по кривым (рис. 1.2). Запишем уравнение (1.8) через параметры цепей, а затем исключим напряжение. Получим жесткую связь между параметрами нагрузки, генератора и конденсаторной батареи, справедливую для любой величины напряжения АГ
Левая часть зависимости (1.10) представляет собой результирующую проводимость параллельного соединения цепей с Хт и Хс эквивалентной схемы АГ
Величина Вд для каждого значения Ur определяется по кривым 1твЯ1Гг)и Ic-f(Ur) (рис.1.2). Полученная зависимость Бд =f(Ur) показана там же.
Правая часть выражения (1.10) представляет сумму реактивных проводимостей рабочей цепи АГ и цепи нагрузки. Таким образом,баланс реактивной мощности в системе сводится к балансу реактивных проводимостей:
Для определения характеристик рабочего режима необходимо установить связь между проводимостями бг и бн (или сопротивлениями
Это можно сделать, используя уравнение баланса активной мощности (по схеме рис.1.1), которое имеет вид:
После преобразования уравнения (I.I4) и исключения напряжения Ur получим: откуда ZH=Ez(S)y3Sr или Zн = ZS(S) (I.I6) Подставляя найденное значение ZH В уравнение (I.I2) и (I.I3), определяем зависимость проводимости Вд от полного сопротивления рабочей цени АГ и параметров нагрузки при заданной величине скольжения S : где tjflpH и 2г,(5) определяется по (1.5) и (1.7). Полученные зависимости проводимости Вд от напряжения АГ (рис. 1.2) и от параметров рабочей цепи (I.I7) дают возможность построить все характеристики рабочего режима генератора при выбранной емкости возбуждения для любого значения активно-индуктивной нагрузки на зажимах АГ. Алгоритм расчета характеристик дан в Приложении 1 . Влияние параметров АГ на форму внешней характеристики
При расчете статических характеристик в относительных единицах все величины, параметры, а также характеристика намагничивания генератора выражаются в долях базисных величин, в каче тт стве которых принимаются Us UrN ; Is-Im ; НБ=НН--— , где UrN - номинальное фазное напряжение АГ. Характеристики намагничивания Ur=f(Im) также построены в относительных единицах (рис.1.3), при этом различная степень насыщения магнитной цепи АГ достигается за счет изменения геометрии элементов маг-нитопровода ротора при сохранении неизменными всех остальных участков магнитной цепи АГ. Параметры генератора при расчете статических характеристик АГ с БПБ примем равным: Гі = ГІ =0,02, Хі = Хг, = 0,08. Коэффициентам насыщения К/и =2; 3; 4 соответствуют постоянные емкости возбуждения С0 с сопротивлениями Хсо =2,4; 1,7; 1,3 о.е. соответственно (для АГ с числом полюсов 2 р = 2). Результаты расчета характеристик АГ по приведенной выше методике (алгоритм в Приложении I) показаны на рис.1.4 1.7.
Уравнения АГ в непреобразованных фазных координатах статора. Выбор координатной системы для исследования автономного АГ
Для решения поставленной задачи - разработать универсальную методику анализа симметричных переходных режимов автономного АГ при работе на активную или активно-индуктивную нагрузку,а также использовать основные положения этой методики для анализа переходных и квазиустановившихся режимов АГ, нагруженного на полупроводниковый выпрямитель, с учетом насыщения главной магнитной цепи генератора - очевидной является необходимость разработки математической модели с последующим использованием численных методов решения СДУ АГ, создания оптимальных алгоритмов для проведения расчетов на ЭВМ. При математическом описании АГ принимаем следувдие допущения: а) величина потока взаимоиндукции не влияет на индуктивные сопро тивления рассеяния обмоток статора и ротора, которые принима ются постоянными; б) гистерезис стали статора и ротора не учитывается, т.е. полага ем, что вектор потока взаимоиндукции Фо и соответствующий ему вектор потокосцепления Фо колинеарны вектору намагничи вающего тока U ; в) магнитопровод насыщается равномерно во всем объеме, т.е. эф фект явнополюсности ротора, возникающий при насыщении, не учитывается.
Принятые положения приводят АГ к разряду идеализированной AM с классическими допущенишли, дифференциальные уравнения которой известны [21,44,71] . Рассматривать будем машину с при -веденными параметрами.
Запишем уравнения трехфазной асинхронной машины с коротко-замкнутым ротором в непреобразованной фазной системе координат где ФА = ЬАІА + МАВЬ + МАСІС + МАСІ Cos Ода La + МА6СО80А6І6 + +NUCCOS0ACLC - полное потокосцепление фазы А статора. Потокосцеп-ление lfjj определяется величиной собственной полной индуктивности фазы А, а также коэффициентами индуктивной связи ее со всеми остальными контурами машины (рис.2.1,а). Уравнения дляц в ифсзаписываются аналогично с учетом пространственного угла сдвига обмоток.
Известно, что в каждый данный момент времени из трех мгновенных значений токов, напряжений или магнитных потоков,сцепленных с обмотками, можно образовать единственный пространственный вектор тока или потокосцепления. Этот вектор однозначно определяется тремя мгновенными значениями данной физической величины и наоборот, по известным модулю и фазе пространственного вектора можно однозначно определить мгновенные значения фазных токов, напряжений и потокосцеплении. Если обозначить мгновенные значения потокосцеплении фаз через фа , Фб, Фс » то результирующий вектор потокосцепления выразится уравнением Аналогичным образом представляются результирующие векторы тока и напряжения машины
Результирующие векторы потокосцепления, тока и напряжения можно спроектировать на две взаимно-перпендикулярные оси об ,и JB , и если в машине отсутствует нулевой провод,то Фа+Фв+Фс-0 и Фазные значения величин через составляющие в осях «с и выразятся следующим образом 4 =-4: -4 Аналогичные зависимости могут быть получены для токов и на пряжений фаз асинхронной машины. Следует заметить, что замена фазных величин их составляющими по осям L И р согласно (2.5) справедлива для случая, когда фазные величины изменяются во времени любым образом, т.е. в тех случаях, когда функциональная зависимость фазных величин в осях а, в, с от времени не ограничена какими-либо дополнительными условиями. Предполагается однако, что распределение намагничивающей силы вдоль расточки статора от токов отдельных фаз синусоидально.
Замену реальных фазных величин на составляющие в осях об , js по (2.5) можно рассматривать, как формальную операцию замены переменных. Такому разложению результирующих векторов ф , Г и U можно дать и физическое истолкование, основанное на представлении трехфазной асинхронной машины эквивалентной двухфазной, обмотки которой расположены во взаимно перпендикулярных осях л,р (рис.2.I). Используя зависимости (2.2) и (2.3), получим уравнение напряжения
Анализ переходных и квазиустановившихся режимов работы системы АГ-ЕСВ-ІШ-НГ при различных схемах емкостного возбуждения
АГ с параллельным возбуждением имеет простейшую схему ЕСВ и в ряде случаев, когда простота конструкции и высокая надежность источника являются основными требованиями , может считаться наиболее целесообразным. Требуемый уровень насыщения генератора устанавливается (для опытного образца АГ, а также для всех расчетных вариантов) выбором величины рабочего напряжения генератора,кото-рому соответствует определенная емкость конденсаторов батареи параллельного (начального) возбуждения. Расчетная схема системы АГ с ЕПВ-ПВ-НГ изображена на рис.3.1,а. Рассматривается неуправляемый мостовой трехфазный выпрямитель.
На основании рекомендаций и данных расчета статических характеристик в качестве основного варианта так же, как и в гл.2, будем рассматривать АГ с БПВ при коэффициенте насыщения магнитной цепи KJU= 2,1. С целью сохранения единого подхода при исследова ний различных режимов работы генератора на обычную активно-индуктивную и выпрямительную нагрузку, а также возможности сравнения результатов расчета и данных эксперимента, значения параметров и номинальных данных генератора примем такими же, как и у модельного образца АГ. Они уже использовались в расчетах переходных режимов автономного АГ с активно-индуктивной нагрузкой (гл.2): частота) ;
При этом следует учитывать, что с переходом на более высокое напряжение холостого хода генератора, габаритная мощность машины будет на 20+25 % больше, чем PN = 40 кВт. Однако из-за необходимости сохранения единого значения номинальной мощности для машин с различными коэффициентами насыщения магнитной цепи и с целью удобства изложения в качестве значения номинальной мощности генератора оставим PN = 40 кВт.
Анализ проведем на основе данных расчета переходного, а затем и квазиустановившегося режима наброса активной нагрузки за выпрямителем для ряда значений Pd=UdId , тем самым получая рабочие точки внешней характеристики генератора.
На рис.3.3 изображены кривые изменения тока на входе ПВ Lx , тока емкости параллельного возбуждения І с, фазного тока генератора 1ф , фазного напряжения генератора Ііф , которое приложено к зажимам ПВ и к батарее параллельного возбуждения для точки нагрузки Pd =30,5 кВт. По кривой тока Lx при этой нагрузке легко заметить, что в полупроводниковом выпрямителе имеет место мгно-венная коммутация вентилей, а ток емкости U имеет скачки, связанные с коммутацией диодов.
На рис.3.4 показаны те же величины, но для нагрузки Pd = 87 кВт. В этом случае вентили ПВ работают группами с чередованием два-три, угол коммутации у составляет 26 эл.градусов. На рис. 3.5 показаны полная мощность PA IULA+IULB+ UCL. , скольжение генератора S и ток за выпрямителем ісіддд той же точки нагрузки Pd= 87 кВт.
С целью подтверждения достоверности полученных результатов было проведено исследование указанного ранее режима работы АГ (с нагрузкой Pd = 30,5 кВт) на физической модели. На рис.3.6 # представлены осциллограммы мгновенных значений токов lc (a), Lcp и Іх(б), ІхИІс (в), полученные фотографированием квазиустановившегося режима работы системы с экрана электронного осциллографа.
Сравнение этих кривых с данными расчета (рис.3.3) показывает полное соответствие форм токов и напряжений АГ, полученных путем расчета и физического моделирования, что дало возможность в дальнейшем проводить гармонический анализ величин, опираясь на данные математического моделирования.
Влияние величины нагрузки на процесс коммутации вентилей ПВ Рассмотрим влияние нагрузки на процесс коммутации вентилей ПВ, от которого существенно зависит режим возбуждения АГ и его энергетические характеристики.
На рис.3.7 представлены кривые токов на входе выпрямителя (ток через один из диодов) для различных значений мощности нагрузки Pd= 30,5 кВт (a), Pd= 57,6 кВт (б), T?d= 87 кВт (в) Pd = 103 кВт (г). Как видно из приведенных данных, при небольших нагрузках генератора ( Pd 6 30 кВт) имеет место мгновенная коммутация токов в вентилях выпрямителя ( tf = 0), что соответствует режиму горения вентилей по два (рис.3.7,а). При увеличении нагрузки
Определение эквивалентных параметров зубчатого ШР
Массивный ферромагнитный ротор без обмотки может иметь различное конструктивное исполнение. Простейшим вариантом является ШР с гладкой цилиндрической поверхностью активной зоны и гладкими торцами. AM с такой конструкцией ШР имеют, как отмечалось в [53,54,55], низкие значения коэффициента мощности и КПД, особенно в диапазоне малой и средней мощности (до 1000 кВт). Номинальный коэффициент мощности этих машин даже при 2р = 2 остается на уровне 0,65 0,69, а потери в гладком ШР при нагрузке в 3 6 раз превышают потери в шихтованном роторе с короткозамкнутой клеткой.
Известно, что энергетические характеристики ШР можно улучшить, если уменьшить эквивалентное и индуктивноесопротивления электрических контуров. Для этой цели обычно на поверхности ШР в пределах активной зоны выполняются продольные пазы, а конструкция концевых частей выбирается с учетом получения минимальных значений указанных параметров. Однако для того, чтобы зубчатый ШР обладал с одной стороны высокой механической прочностью и надежностью (на уровне гладкого ротора), а с другой приемлемыми значениями электрических параметров (на уровне ротора с обмоткой) необходимо принимать вполне определенные число зубцов и их гео-ме триче ские размеры.
Добиться ощутимых результатов на пути оптимизации геометрии зубцовой зоны можно только на основе детального анализа электромагнитных процессов, происходящих в массивном ферромагнитном роторе. Такой анализ может быть проведен с помощью методик расчета параметров и рабочих характеристик AM с ШР или же путем экспери мента на физических моделях. В настоящее время известно большое количество методик расчета, разработанных отечественными и зарубежными авторами (В.М.Е цевалов, И.М.Постников, Э.Г.Кашарский, В.В.Домбровский, В.С.Могильников, В.Н.Асанбаев, Р.В.Фильц, І.И. Глухивский, Doraimj K.R., "RaiagopaCan P.K.,Kreutfi Н. и др.),которые изложены в работах [3,4,18,23,50,61,74,75,76,87,Ю8,И0] .
В Институте электродинамики АН УССР под руководством д.т.н. А.И.Лищенко была проведена работа по комплексному исследованию зубчатых массивных роторов различного исполнения, в результате которой была разработана новая массивно-клеточная математическая модель и эффективные конструкции зубчатого Ш? для асинхронных машин различного назначения [54,55,104,105]. В разработке математической модели, а также в расчетных и экспериментальных исследованиях по оптимизации параметров и характеристик Ш Р автономных генераторов принимал непосредственное участие и автор данной работы [58,105,106] .
Анализ полей рассеяния, а также определение параметров и характеристик массивного ферромагнитного ротора автономного АГ представляет собой отдельную очень сложную и объемную задачу, которая не входит в круг вопросов, рассматриваемых в настоящей диссертационной работе.
Расчетные исследования, проведенные в [54] с помощью упомянутой математической модели,а также многочисленные эксперименты с роторами различных конструкций позволили создать оптимальную конструкцию зубчатого массивного ферромагнитного ротора,который был выполнен для модельного асинхронного генератора мощностью 40 кВт.Фото-графия такого ротора помещена на рис.4.3,а эскиз на рис.4.5.Конструкция-ротора защищена авторскими свидетельствами [104,105] и в случае выполнения его из высокопрочной стали (б т 60кг/мм2)и торцевыми замыкающими кольцами из титановой или бериллиевой бронзы с высоким пределом текучести, может быть рекомендована для применения в высокоскоростных АГ большой единичной мощности (1+5 МВт).
В связи с этим дальнейшее исследование особенностей режимов автономного АГ с массивным ферромагнитным ротором проведем для ротора с оптимальной геометрией зубцовой зоны (рис.4.3 и 4.5).Для того, чтобы сохранить возможность сравнения характеристик АГ с МБР и АГ с ротором обычного типа (шихтованный с короткозашшутой обмоткой) ШР был выполнен взамен ротора для той же машины A02-8I-2, на которой проводились все экспериментальные исследования.Параметры этого ротора ТІ и xis » полученные расчетным путем и приведенные к обмотке статора, даны на рис.4.6. Ротор выполнен из стали марки Ст.45 и имеет 64 паза. Глубина паза ротора fin = 30 мм, ширина паза бп= 3,5 мм, воздушный зазор генератора 8 составляет I мм. На торцах ротора имеются медные короткозамыкаю-щие кольца, выполненные в виде наплавок (рис.4.5) с общим сечением кольца (30x32) шг. Вольт-амперные характеристики намагничивания генератора с ШР и ШР приведены на рис.4.4.
Статические характеристики АГ с ШР могут быть рассчитаны по методике, описанной в разделах 1.2 и 1.3. Отличия от расчета АГ с обычным короткозамкнутым ротором заключаются в том, что теперь каждой точке рабочего скольжения s соответствуют определенные значения Га и х а , заранее найденные по методике[54,55] и заданные таблично.
Асинхронный генератор с параллельным возбуждением По указанной методике были рассчитаны рабочие характеристики генератора с ШР и емкостной системой возбуждения параллельного типа. Результаты расчета представлены на рис.4.8, где показано изменение U p, 1ф » cosipAr» Qo 3U&coC0 , s в функции полез
