Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Проблемы создания регулируемых электроприводов корабельных механизмов 13
1.1. Тенденции развития корабельных регулируемых электроприводов
1.2. Сравнительный анализ регулируемых электродвигателей 18
1.3. Перспективность вентильно- индукторного привода для ЭЭС ПЛ 24
1.3.1. Устройство и принцип работы индукторных двигателей -
1.3.2. Основные типы индукторных машин 29
1.3.3. Анализ возможностей применения ВИП 34
1.4. Вопросы проектирования вентильно- индукторных приводов 39
1.5. Особенности проектирования малошумных ВИМ 43
Заключение по главе. Постановка задачи 44
ГЛАВА 2. Исследование математической модели системы ВИП 47
2.1. Структура и основные уравнения вентильно-индукторного привода... -
2.1.1. Анализ методов исследования индукторных двигателей 48
2.1.2. Уравнения и алгоритмы управления линеаризованного ИД 54
2.1.3. Математическая модель вентильно-индукторной машины 60
2.1.4. Численный алгоритм реализации математической модели вентильно - индукторной машины 66
2.2. Оптимальное проектирование и управление ВИП 67
2.2.1. Влияние выбора числа фаз 68
2.2.2. Влияние основных геометрических размеров 69
2.2.3. Влияние числа зубцов на статоре и роторе 72
2.2.4. Выбор индукций в ярмах и плотности тока в обмотке 76
2.2.5. Выбор параметров напряжения , 77
2.2.6. Синтез геометрии зубцовой зоны с низкими пульсациями момента 78
2.2.7. Расчет радиальных сил 82
2.3. Алгоритм проектирования ВИП и его компьютерная реализация 85
Заключение по главе 87
ГЛАВА 3. Моделирование насосных установок с вентильно- индукторными приводами 89
3.1. Расчетно-экспериментальное определение параметров ВИЛ -
3.1.1. Расчетные формулы и первичная обработка осциллограмм 90
3.1.2. Энергетические показатели цикла перемагничивания 92
3.1.3. Зависимость потерь в стали от максимума потокосцепления 100
3.1.4. Оценка энергетических показателей предельного цикла работы вентильно- индукторной машины 101
3.1.5. Приведение графика фазы к кривой намагничивания стали В(Н) 104
3.2. Математическое моделирование насосных агрегатов с ВИЛ 106
Заключение по главе 114
ГЛАВА 4. Экспериментальные исследования управляющих воздействий вентильно-индукторного привода 115
4.1. Экспериментальные исследования алгоритмов управления вентильно-
индукторного электропривода с датчиком положения ротора 116
4.1.1. Исследование влияния нагрузки на форму тока при постоянстве скорости 117
4.1.2. Исследование влияния скорости на форму токов при постоянстве момента 124
4.1.3. Исследование механических характеристик при постоянных управляющих воздействиях
4.1.4. Исследование зависимости КПД и составляющих потерь от режима работы 131
4.1.5. Исследование законов управления ВИЛ в зависимости от возмущающих и задающих воздействий 133
4.2. Исследования режимов работы ВИД в составе насосного агрегата 131
4.2.1. Исследование режима пуска -
4.2.1.1. Пуск на холостом ходу с первоначальной настройкой преобразователя -
4.2.1.2. Пуск на холостом ходу с измененной настройкой пре-
образователя 136
4.2.1.3. Исследование изменения углов коммутации фаз припуске 140
4.2.1.4. Исследование изменения напряжения в процессе пуска.. 142
4.2.2. Исследование установившегося режима 145
4.2.2.1. Исследование изменения токов при изменении задания
скорости -
4.2.2.2. Исследование взаимосвязи сигналов тока, напряжения и ДПР 146
Заключение по главе 149
ГЛАВА 5. Виброакустические испытания насосных агрегатов с вентильно- индукторным приводом 150
5.1. Методика создания малошумных насосных агрегатов на основе ИД -
5.2. Стенды для проведения испытаний 152
5.3. Виброакустические испытания ЭП-5,5 на холостом ходу 156
5.4. Исследование виброакустических характеристик электрогидромеханической системы «индукторный двигатель - насос» 159
5.5. Некоторые результаты исследования путей снижения шума и вибрации насосных агрегатов с ВИЛ 167
5.5.1. Влияние зависимости углов включения и отключения фазы в функции частоты вращения ротора и нагрузки -
5.5.2. Влияние изменения угла начальной установки ДПР на спектрограммы вибраций , 168
5.5.3. Способы формирования заднего фронта тока фазы 169
5.5.4. Влияние пульсаций выходного напряжения ШИМ- преобразователя на спектрограмму вибраций 170
5.6. Сравнение результатов уровней шума и вибрации исследуемого при вода с испытаниями в натурных условиях заказов 171
Заключение по главе 173
Заключение 174
Литература 176
- Сравнительный анализ регулируемых электродвигателей
- Анализ методов исследования индукторных двигателей
- Энергетические показатели цикла перемагничивания
- Исследование влияния нагрузки на форму тока при постоянстве скорости
Введение к работе
В современных условиях, как показывает проведенный технико- экономический анализ, становится все труднее поддерживать затраты на эксплуатацию судов и кораблей в заданных пределах. Сложившееся состояние отечественного флота, непрерывный рост требований к его эффективности, уменьшение количества строящихся заказов выдвигает настоятельную необходимость повысить надежность и качество вновь строящейся, эксплуатируемой и ремонтируемой техники.
При проектировании электроэнергетических систем (ЭЭС) подводных лодок (ПЛ) одной из ключевых проблем является проблема создания регулируемого высокоэкономичного привода с традиционно повышенными требованиями в части экономических, массогабаритных и виброакустических характеристик. К тому же постоянное возрастание требований по таким показателям, как надежность, точность, быстродействие, качество воспроизведения движения, энергетическая эффективность, ресурсоемкость, электромагнитная и информационная совместимость, вызывает необходимость совершенствования всех элементов, составляющих электропривод.
Значительные успехи силовой электроники, а именно промышленное производство биполярных транзисторов с изолированным затвором (IGBT), силовых модулей на их основе, силовых интеллектуальных модулей (IPM) со встроенными средствами зашиты ключей и интерфейсами для непосредственного подключения к микропроцессорным системам управления, а также рост степени интеграции в микропроцессорной технике и переход от микропроцессоров к микроконтроллерам со встроенным набором специализированных периферийных устройств сделали возможным использование сложных и более эффективных оптимизированных законов управления. Это позволило создать новый тип регулируемых электроприводов -электромашинно-вентильные системы (ЭМВС), представляющих собой совокупность электромеханического преобразователя энергии и нескольких полупроводниковых преобразователей энергии с цепями их управления и питания. Переход от нерегулируемых электроприводов с релейно-контакторными цепями управления и защиты к регулируемым приводам на базе интеллектуальных силовых преобразователей дает экономию от 25% до 70% энергии, снижает пусковые токи и токи коротких замыканий.
Получившие широкое распространение в различных отраслях производства частотно-регулируемые электроприводы на базе традиционных электромеханических и электронных преобразователей не удовлетюряют всем требованиям, предъявляемым к корабельным электроприводам.
В отличие от наземной энергетической системы, энергосистема любого автономного объекта является системой конечной мощности, сопоставимой с мощностью потребителей. Поэтому потребители в силу своего многообразия и характера действия могут оказывать определяющее влияние [80] на отдельные показатели качества электроэнергии в судовых ЭЭС. Так, например, приемники с импульсно-циклическим потреблением электроэнергии создают амплитудно-частотную модуляцию напряжения в судовых ЭЭС.
Большинство приемников электрической энергии очень критично относятся к изменению качества питающего напряжения в аварийных режимах работы энергосистемы. Отклонения напряжения, усугублённые резкопере-менным характером, ещё более снижают эффективность работы и срок службы оборудования, способствуют отключению автоматических систем управления и повреждению оборудования. Так, например, колебания амплитуды и, в большей мере, фазы напряжения вызывают вибрации электродвигателей, приводимых механизмов и систем. В частности, это ведёт к снижению усталостной прочности трубопроводов и снижению срока их службы.
На протяжении многих лет основными причинами повышенной вибрации судовых ЭМВС являлись недостатки конструкции и технологии изготовления отдельных узлов. В результате широких исследований, заложивших основы современных методов расчета вибрации электромеханических систем, были определены пути снижения их вибрации. Совершенствование конструкции и технологии изготовления привело к существенному уменьшению их виброактивности [10,24,45,78].
Вибрация современного электропривода в значительной степени зависит от внешних факторов, качества электроэнергии в СЭЭС, качества технологических операций его сборки, появления износа механических узлов, дефектов в электрических и магнитных цепях, в системах охлаждения. Систематизация и учет основных результатов исследований в этом направлении
8 может привести к дальнейшему снижению вибрации судовых ЭМВС [5, 6,26, 4]. В электромеханизмах и аппаратах с системами автоматического управления отказы могут определяться дефектами каналов управления [41,44,49].
Все изложенное определяет большую важность выполнения расчетов, проведения исследований и разработки специализированных регулируемых электроприводов для корабельных систем и является актуальной задачей, требующей комплексного подхода к проектированию, как отдельных элементов электропривода, так и всей системы в целом.
Одним из важнейших направлений создания перспективной техники для ПЛ нового поколения является применение вентильно-индукторных электроприводов (ВИЛ), что позволит существенно снизить электропотребление, повысить надежность и управляемость механизмов. По сравнению с асинхронными двигателями они конструктивно проще, технологичнее в изготовлении и обладают более высоким КПД.
Принципиальной особенностью вентильных индукторных электроприводов является то, что реализация их потенциально высоких технических показателей возможна только за счет совместного целенаправленного проектирования как собственно электромеханического преобразователя, так и системы управления и автоматики, без которых работа этого электрооборудования в условиях современной ПЛ принципиально невозможна. Применение микропроцессорной техники в регулируемом электроприводе расширяет функциональные возможности этих систем, обеспечивает реализацию сложных и более эффективных алгоритмов управления, расширяет возможности интеграции функций устройств автоматики, с возможностью их перераспределения в системах управления различного уровня, что позволяет улучшить мас-согабаритные, энергетические, виброакустические показатели и другие важные характеристики разрабатываемого оборудования.
Известные работы, как правило, содержат решение отдельных частных вопросов и задач, выполнены на различной методологической основе и не имеют системного характера.
Все это определяет актуальность темы диссертационной работы, в которой решается научно-техническая проблема - повышение технического уровня и эффективности работы корабельных регулируемых электроприводов ПЛ за счет нового поколения средств автоматизации, принципиально от-
9 личающихся от известных как по элементной базе, так и по принципам построения. Это обеспечивает повышение тактико-технических характеристик ПЛ, имеющих важное значение для боеспособности ВМФ и обороны РФ.
Цель работы. Повышение качества ЭЭС ПЛ с помощью вентильно-индукторного электропривода насосного агрегата с улучшенными энергетическими, массогабаритными и виброакустическими характеристиками.
Для достижения указанной цели решаются следующие задачи:
сравнительный анализ регулируемых электроприводов с точки зрения работоспособности в корабельных условиях;
анализ перспективности вентильно-индукторного привода для ЭЭС ПЛ;
исследование математической модели системы ВИЛ;
проработка вопросов оптимального проектирования и управления ВИП;
разработка алгоритма проектирования вентильно-индукторного привода и его программная реализация;
разработка математической модели для комплексного проектирования электронасосного агрегата с ВИП, позволяющей исследовать статические и динамические режимы;
исследования алгоритмов управления вентильно-индукторного электропривода;
теоретическое и экспериментальное исследование насосных установок с вентильно-индукторным приводом;
исследование виброакустических характеристик и разработка методов снижения шума и вибрации насосных агрегатов с ВИП.
Методы исследования. При решении поставленных задач использовались методы физического и математического моделирования, положения теории электрических машин, практические аспекты промышленной электроники и вычислительной техники. Для решения поставленных задач систематизированы знания в области виброакустических исследований электрических машин, теоретических основ электротехники, математического моделирования, системных методов решения дифференциальных уравнений, методов оптимизации. Выполнены натурный, вычислительный, лабораторный эксперименты. Экспериментальные результаты получены при использовании современного виброакустического измерительного оборудования.
10 Научная новизна полученных результатов состоит в следующем:
проведен подробный анализ конструкций и конструктивных параметров индукторных машин;
разработана методика построения математической модели для выполнения оптимизационных расчетов при проектировании ВИД с использованием информации, получаемой на основе расчета электромагнитных процессов;
проведена численная реализация данной математической модели и проверка адекватности на примере ВИД мощностью 5,5 кВт;
разработан алгоритм расчета математической модели в среде MathCAD;
проведены исследования управляющих воздействий вентильно- индукторного привода;
реализована средствами компьютерного моделирования математическая модель единой электрогидромеханической системы «индукторный двигатель - насос»;
рассмотрена возможность снижения гидравлического удара в корабельных системах за счет оптимизации управляющих воздействий ВИЛ;
разработана методика создания малошумных насосных агрегатов на основе индукторного двигателя;
проведено сравнение результатов уровней шума и вибрации исследуемого привода с испытаниями в натурных условиях заказов. Практическая ценность. Результаты имеют практическую ценность
при создании корабельных регулируемых электроприводов за счет совместного целенаправленного проектирования электромеханического преобразователя и системы управления, при котором расширяются функциональные возможности этих систем, обеспечивается реализация сложных и более эффективных алгоритмов управления, что позволяет улучшить массогабаритные, энергетические, акустические и другие показатели разрабатываемого оборудования.
Реализация результатов работы. Теоретические и практические результаты диссертации используются при разработке перспективных технологий ремонта и при ремонте кораблей на ФГУП «Машиностроительное пред-
приятие «Звездочка», а также в учебном процессе на кафедре «Судовой электроэнергетики и электротехники» Филиала «СЕВМАШВТУЗ» государственного образовательного учреждения высшего профессионального образования «Санкт-Петербургский государственный морской технический университет» в г. Северодвинске при подготовке специалистов по дисциплине «Судовые электроэнергетические комплексы».
Научные положения, выносимые на защиту:
сравнительный анализ основных типов электрических машин с учетом особенностей работы в составе корабельных ЭЭС;
методика построения математической модели для выполнения оптимизационных расчетов при проектировании ВИД с использованием информации, получаемой на основе расчета электромагнитных процессов, позволяющая оперативно учитывать изменение геометрических параметров, числа зубцов и фаз ИД, обеспечивающая при этом достаточную точность расчета электромагнитных процессов;
реализованная средствами компьютерного моделирования математическая модель единой электрогидромеханической системы «индукторный двигатель - насос»;
методы и средства снижения уровня шума и вибрации электрогидромеханической системы «индукторный двигатель - насос» при использовании эффективного энергосберегающего управления. Достоверность и обоснованность основных полученных результатов
диссертационной работы обусловлена:
применением современного математического аппарата, вычислитель
ной техники и программного обеспечения;
согласованностью теоретических положений и результатов расчетов с
данными, полученными при натурных экспериментах, а также с резуль
татами расчетов, приведенных в технической литературе.
Апробация работы. Основные материалы и результаты диссертацион
ной работы докладывались и обсуждались:
на XXIII сессии семинара «Электроснабжение промышленных предприятий: Кибернетика электрических систем». -Новочеркасск: 25-28 сентября 2002г.;
на конференции Северного отделения научно-технического общества судостроителей им. академика А.Н. Крылова «Вопросы технологии, эффективности производства и надежности». -Северодвинск: 19 ноября 2001г.;
на региональной научно-практической конференции «ОКЕАНОТЕХНИКА И ГЕОЛОГИЯ: ПРОБЛЕМЫ ОСВОЕНИЯ ШЕЛЬФА» ОКЕАНГЕО-2005. -Северодвинск: 24-25 июня 2005г.;
на научно-технической конференции «Проблемы корабельной энергетики и электроники». -Северодвинск: 21 ноября 2005г.;
на межотраслевом научно-техническом семинаре «Силовая электроника корабельных электротехнических комплексов». - Новочеркасск: 22мая 2006г.
на научно-практической конференции «Роль науки и образования в развитии производительных сил предприятий ГРЦАС» (в рамках XXXV Ломоносовских чтений), //секция «Электроэнергетика, электротехника и системы автоматики», -Северодвинск: 15-16 ноября 2006г.;
обсуждены на заседаниях кафедр «Электротехника и электрооборудование судов» СПбГМТУ и «Судовая электроэнергетика и электротехника» филиала «СЕВМАШВТУЗ» СПбГМТУ.
Публикации. Содержание диссертационной работы опубликовано в 10 статьях, 1 учебно-методическом пособии и 1 тезисах докладов.
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, 5 глав, заключения, списка использованной литературы из 91 наименования и 3 приложений. Общий объем работы 197 страница текста, 159 рисунков, 17 таблиц и 13 страниц приложений.
Внедрение результатов работы при разработке перспективных технологий ремонта и при ремонте кораблей на ФГУП «Машиностроительное предприятие «Звездочка», а также в учебный процесс на кафедре «Судовой электроэнергетики и электротехники» Филиала «СЕВМАШВТУЗ» государственного образовательного учреждения высшего профессионального образования «Санкт- Петербургский государственный морской технический университет» в г. Северодвинске при подготовке специалистов по дисциплине «Судовые электроэнергетические комплексы», подтверждены соответствующими документами.
Сравнительный анализ регулируемых электродвигателей
Для регулируемых приводов в настоящее время наиболее широкое применение нашли асинхронные и синхронные электродвигатели с питанием от статических преобразователей частоты.
Частотно управляемый асинхронный двигатель (АД) по своей конструкции практически не отличается от АД общепромышленного исполнения. Наибольшее распространение получили АД с 3-фазной обмоткой статора и короткозамкнутым ротором. АД используют как с датчиком частоты вращения ротора, так и без него. При выборе основных размеров АД необходимо учитывать особенности его питания от статического преобразователя частоты [75, 66]. Практика показывает, что несинусоидальность питающего напряжения снижает энергетические показатели АД [80, 67], в частности это приводит к возникновению добавочных высокочастотных потерь, что увеличивает нагрев АД и снижает в результате этого примерно на 10-25% величину полезной мощности на валу двигателя. КПД при работе АД от преобразователя частоты меньше, чем при работе от сети с синусоидальным напряжением в среднем на 2-3%, а коэффициент мощности - на 5%. Т.е. в настоящее время возможности АД в классическом варианте его использования ограничены из-за сниженных энергетических показателей в режимах работы, отличных от номинальных.
Электрические машины, функционально объединенные с управляемыми полупроводниковыми коммутаторами, получили название вентильных машин (ВМ). Сама электрическая машина аналогична известным конструктивным модификациям синхронных машин с использованием скользящего токосъема или в бесконтактном исполнении [60].
Вентильные двигатели (ВД) имеют регулируемую в широких пределах частоту вращения ротора, обладают высокими пусковыми моментами и хорошими энергетическими показателями. По своим характеристикам они близки к коллекторным машинам. Однако отсутствие щеточно-коллекторного узла существенно повышает надежность и долговечность вентильных машин, снижает ограничения, определяемые коммутацией, особенно при высоких скоростях и перегрузках. Эти преимущества ВД особенно заметны при использовании во взрывоопасной и агрессивной средах при повышенной температуре, что делает привлекательным их применение в корабельных ЭЭС.
В системах звукозаписи, медицинской аппаратуре, робототехнике, а также в ряде случаев для электроприводов мощностью до нескольких десятков кВт, применяются двигатели с постоянными магнитами различной конструкции, гистерезисные, реактивные и индукторные машины. Разрабатываются и применяются также ВД для электромобилей и других транспортных средств. Применение ВД повышенного напряжения с магнитами на основе редкоземельных материалов позволяет заменить в самолетных энергосистемах гидро- и пневмоприводы на электроприводы с меньшей массой и повышенной надежностью. Для получения высоких энергетических показателей используют высококоэрцитивные магниты на основе редкоземельных материалов (SmCos, SmojProj, NdisFe Bs и др.). Высокая магнитная энергия редкоземельных постоянных магнитов делает ВД значительно превосходящими по массогабаритным и энергетическим показателям машины с электромагнитным возбуждением. Практика показывает, что эффективное использование редкоземельных магнитов возможно только при специальных конструкциях, как ротора, так и статора.
Основными недостатками таких машин являются: высокая стоимость редкоземельных магнитов; невозможность регулирования потока возбуждения, как в двигателях с обмоткой возбуждения; трудности при изготовлении двигателя с повышенными требованиями к ВШХ из-за невозможности получения идентичных характеристик постоянных магнитов разных полюсов двигателя [46]. Это вызывает появление нежелательных вибраций в низкочастотной области спектра (50-200 Гц); трудности обеспечения повторяемости характеристик в других машинах. Разработка постоянных магнитов на базе ферритов, магнитопластов, обладающих несколько худшими показателями, чем редкоземельные сплавы, но имеющих меньшую стоимость, расширяет область применения ВД. Вентильные двигатели мощностью до 1 кВт начинают постепенно применяться и для бытовой техники. Предполагается, что уже в ближайшее время они станут основой массового электропривода стиральных машин, пылесосов, электроинструмента и т.д., обеспечив качественно новый технический уровень бытового электрооборудования. Для установок средней мощности применяются двигатели с электромагнитным возбуждением в обычном или обращенном исполнении [40], а также с когтеобразными полюсами, которые обладают тем преимуществом, что позволяют получить полностью бесконтактную схему, поскольку обмотка якоря и обмотка возбуждения размещены на статоре. Недостатком двигателя с электромагнитным возбуждением является наличие токосъемных колец и щеток, что в соответствии с п. 1.1. затрудняет его применение в корабельных ЭЭС. Наличие обмоток и изоляции на вращающихся частях машины, приводит к ограничениям по механической прочности крепления обмотки возбуждения при высоких частотах вращения. Также возможно нарушение балансировки ротора во время эксплуатации. Благодаря указанным недостаткам такие двигатели не удовлетворяют повышенным требованиям по надежности и виброшумовым характеристикам. Недостатки машин с когтеобразными полюсами связаны с наличием тяжелого стального наружного корпуса - магнитопроводом, значительными потоками рассеяния, большим диаметром и объемом обмоток возбуждения, что приводит к повышенным потерям на возбуждение. Реализация высокооборотных конструкций затрудняется из-за возможности деформации осевых когтеобразных выступов из-за больших центробежных сил. Вентильные двигатели большой мощности (более 100 кВт) нашли применение там, где ранее использовались нерегулируемые асинхронные и синхронные двигатели. Выпускаются ВД мощностью 1600 кВт с регулированием частоты вращения для привода компрессора промышленных холодильных машин и насосов циркуляционных систем. Вентильные двигатели серии ВД мощностью 200-3150 кВт с низкой частотой вращения применяют в регулируемых безредукторных электроприводах химического и мельничного оборудования, шахтного подъема, буровых установок, насосов, вентиляторов. Мощность промышленных приводов с вентильными двигателями достигает в настоящее время 20 МВт, а в специальных случаях даже 100 МВт. Благодаря быстрому развитию полупроводниковой силовой техники верхний предел мощности для ВД определяется уже скорее целью их использования, чем возможностями преобразователей или электрических машин.
Анализ методов исследования индукторных двигателей
Математические модели электромеханических преобразователей используются при компьютерном моделировании для исследования различных свойств системы на этапе анализа и при выборе структуры и параметров управляющей части на этапе синтеза. Кроме того, математическая модель может являться составной частью системы управления, обеспечивая восстановление переменных состояния или значений параметров объекта управления, которые необходимы для функционирования алгоритма управления, но по каким - либо причинам недоступны для прямого измерения.
Не смотря на то, что развитие вычислительной техники существенно расширило возможности математического моделирования сложных электромеханических систем, полное математическое описание системы ВИЛ, являющееся основой его анализа и синтеза, является достаточно сложным. Это происходит из-за: нелинейного характера взаимосвязей и непостоянства параметров отдельных элементов; большого числа взаимосвязанных накопителей электрической и магнитной энергии; дискретности работы силовых преобразователей и информационно-управляющих подсистем.
Структура ВИЛ (рис. 2.1) представляет собой совокупность электромеханического преобразователя энергии и нескольких полупроводниковых преобразователей энергии с цепями их управления и питания.
Одновременное протекание электромагнитных, механических и тепловых процессов предполагает наличие соответствующих моделей, адекватно отражающих реальные физические процессы. К тому же математическое описание может быть построено на различных допущениях в зависимости от требований к точности расчета процессов. Главным фактором, влияющим на точность расчета электромагнитных характеристик, является точность расчета магнитного поля в зазоре ВИД. Не менее важен при этом оптимальный расчет зубцовой зоны электрической машины. Каждый элемент в структуре имеет свои особенности, связанные с: дискретностью в управлении; двухсторонней зубчатостью магнитной системы индукторной машины; питанием фазных обмоток ВИМ однополярными импульсами тока, форма которых в общем случае меняется значительно с изменением режима работы привода; изменением в достаточно широких пределах состояния магнитной системы индукторной машины в цикле коммутации каждой фазы. Традиционные методы исследований электроприводов синхронных и асинхронных машин с использованием структурных схем, преобразований координат, векторных диаграмм и т.п. малопригодны для ВИЛ поскольку развернутое математическое описание ВИМ в общем случае (без учета взаимного влияния фаз и особенностей работы силовой и информационной частей системы управления ВИЛ) получается нелинейным, громоздким и неудобным для анализа. Многочисленные электромагнитные расчеты и эксперименты показывают, что ИД, спроектированный с учетом современных технических требований, работает с большим насыщением стали, чем традиционные электродвигатели. Процесс преобразования энергии в ИД, обусловленный поведением несимметричного ферромагнитного ротора во вращающемся или пульсирующем поле статора, существенно отличается от аналогичных процессов в традиционных машинах переменного тока. Расчет потокосцепления является основой для определения ряда электромагнитных параметров и характеристик ВИД. Исчерпывающую информацию об основных свойствах и энергетических характеристиках ИД можно получить на основе нелинейной математической модели, представленной семейством кривых намагничивания: =/(#,/). Потокосцепление фазной обмотки У,. (или группы фаз) рассчитывается на ЭВМ по схеме замещения многоконтурной магнитной цепи для разных углов в рассогласования ротора - статора и токов возбуждения I. На рис. 2.2 показано семейство кривых намагничивания Ч/Іі(в) = f(lw), построенное в процессе проектирования 4хфазного ИД для нескольких углов рассогласования в . Потокосцепление 4хi и намагничивающие силы (НС) Iwj для общности представлены в относительных единицах. Нижняя характеристика соответствует полному рассогласованию пар полюсов ротора и статора (минимальной индуктивности фазы Lmin = Lq), а верхняя - согласованному положению магнитных осей (максимальной индуктивности фазы Lmax=Ld)- Используются ортогональные оси dq. При согласном включении катушек противоположных полюсов 3х- и 4х-фазных двигателей типа 6/4 и 8/6 коэффициенты взаимоиндукции между смежными фазами составляют (1-3)% от собственных индуктивностей Ь{в) фаз при любых 9(. В практических расчетах магнитной связью между фазами обычно пренебрегают в основной части диапазона рабочих скоростей ВИЛ. Это существенно упрощает электромагнитные расчеты и управление ИД. Под действием электромагнитных сил при постоянном токе фазы / = IH0M = const (Iw = 1) ротор поворачивается от в = 0 до 6d (углы отсчиты ваются от оси q). Характеристики Ч = f(lw) линейны при больших эквивалентных зазорах (ОА, ОАО, затем, начиная с 02 все больше проявляется насыщение стали, вызывающее искривление 4/{в) = f(lw). Форма кривых у = f{lw) зависит от многих факторов (форма полюсов, величина воздушного зазора S, тип стали, пределы изменения Г) и определяют вид характеристики статического синхронизирующего момента ИД. Расчет электромагнитного момента ИД может быть выполнен одним из трех способов [63,8]: по изменению энергии и коэнергии при малом угловом повороте; по натяжению силовых линий магнитного поля; по формуле Лоренца по объемной и поверхностной плотностям электромагнитных сил в магнитном поле. При энергетическом подходе электромагнитный момент рассчитывается по изменению коэнергии dW m или энергии dWm при изменении угловой координаты dQ, в пределах которого ток / или потокосцепление У7 считаются постоянными:
Энергетические показатели цикла перемагничивания
Соответствующие расчетные зависимости М(І1ср) для ввклі -24 и 0eiaf= =-23 проходят ниже, но близко к экспериментальным, т.е. основная доля суммарного момента производится на рабочем участке, а дополнительный момент, создаваемый на участке отключения фазы, мал из-за быстрого спадания тока. В то же время для в з = -20,6 расчетные значения момента на 20...50% больше экспериментальных. Расхождение можно объяснить тем, что сдвиг интервала работы в сторону согласованного положения может привести к появлению участка генераторного режима в конце интервала отключения, что, с одной стороны, уменьшает среднее значение момента, а с другой - увеличивает среднее значение тока. Кроме того, момент снижается за счет увеличения падения МДС в магнитопроводе вследствие роста магнитной проводимости воздушного зазора при увеличении площади перекрытия зубцов. Такое снижение наблюдается на статических моментных характеристиках М(в,1) при #-» 0 [68, 30]. Подтверждением действия указанных факторов является то, что для бвмз = -20,6 экспериментальная зависимость M(Ucp) идет ниже, чем для 6 1 = -24 и ввкл2 = -23.
Во всех случаях как экспериментальные, так и расчетные зависимости М(Е/ср) проходят существенно ниже теоретической зависимости М(1), являющейся максимальным пределом в использовании двигателя по моменту. Рассчитанные по (4.3) значения М близки к экспериментальным. Реальные значения для разных углов включения (табл.4.1) составляют соответственно 54,5%, 66,7% и 81,8% от максимального значения. Основной причиной уменьшения реальных значений момента, входящих в формулу (4.3), от максимально возможных значений является опережающее включение фазы при сохранении неизменной суммы интервала включения и интервала работы, что является условием одиночной коммутации. Дополнительным фактором является то, что Ipag Ucp, поскольку в 1ср кроме 1раб входят и участки нарастания и спадания тока. На рис.4.6 показаны зависимости Ipag (LIcp), построенные по данным табл.4.1. Наименьшие значения тока 1раб наблюдаются при больших токах и угле включения веклз - -20,6. При TJcp - 12 А отношение Ірав I Х/ф составляет всего 75%.
Для более точной оценки среднего значения момента по осциллограмме тока рассчитаем мгновенные значения момента по (4.1) и (4.2) с учетом реального значения dUd9, падения МДС в различных участках магнитной цепи и взаимного влияния фаз при насыщении какого-либо участка совместного протекания магнитных потоков разных фаз. Приближенный учет влияния этапа отключения на среднее значение момента произведем по средним значениям токов на соответствующих участках. Результаты обработки в табл.4.2.
Из осциллограмм получены относительные длительности t/Тф для рабочего участка tpa6, участка отключения до согласованного положения зубцов с положительным моментом tomK] (М 0) и участка отключения с отрицательным моментом tomK2 (М 0). Для этих участков рассчитаны средние значения тока 1ср и момента Мср. Учет падения МДС в магнитной цепи производился с помощью поправочного коэффициента уменьшения момента Кум, значения которого для соответствующих угловых интервалов получены из экспериментальной зависимости М/Мтах. где М(1ср) рассчитаны по (4.1) или (4.2) для разных соотношений 1ср и 1нас.
Для 9вкяз наличие значительного всплеска тока в конце рабочего этапа приводит к несколько завышенным значениям среднего тока и расчетных моментов (в скобках в табл. 4.2). Этот всплеск связан с общим насыщением магнитной цепи, при котором дополнительная МДС к воздушному зазору не прикладывается и не вызывает роста мгновенного значения момента. Поэтому требуется корректировка данных, состоящая в том, что 1ср рассчитано в предположении продолжения плавного нарастания тока на рабочем участке (штрих, линия, рис. 4.7). По полученным данным рассчитаны значения суммарного момента трех фаз с учетом интервала отключения фазы
Сопоставляя значения М,уМ при разных углах коммутации с соответствующими экспериментальными значениями момента (табл.4.1), имеем расхождение менее 1%. Такое совпадение показывает, что оставшийся неучтенным момент на участке включения фазы не вносит существенного вклада в суммарный момент.
Приведенные в табл. 4.2 относительные значения составляющих МсуМ позволяют оценить влияние разных углов коммутации. В трех рассмотренных случаях основная доля ( 90%) момента создается на рабочем участке. Смещение угла коммутации в сторону отставания увеличивает долю двигательного и генераторного моментов на участках отключения фазы, но их суммарное действие уменьшается и при 6вклз не превышает 2%.
Из рассмотренных осциллограмм и результатов их обработки можно считать, что для постоянной скорости существует оптимальное значение утла включения фазы 9 , при котором процесс электромеханического преобразования энергии протекает наиболее эффективно. Из трех рассмотренных вариантов наилучшим приближением к оптимуму является угол ввкл2 Отклонение угла в сторону опережения практически не влияет на зависимость М(Т1ср), но увеличивает коэффициент формы тока примерно на 7% за счет роста амплитудного значения, что должно привести к росту электрических потерь на 14% и соответствующему снижению эффективности работы. Как при оптимальном угле, так и при опережающей коммутации изменение нагрузки в пределах 30 -100% номинальной слабо влияет на форму тока.
Исследование влияния нагрузки на форму тока при постоянстве скорости
В установившемся режиме работы при всех уровнях задания (1500, 1800, 2400 и 3000 об/мин) углы включения и отключения не изменяются. Их приблизительные значения, полученные из сопоставления сигналов ДПР, напряжения и тока фазы, составляют 240 и 120 соответственно. После снятия с фазы положительного напряжения, она некоторый интервал (меньше 60) находится в закороченном состоянии, затем к ней прикладывается отрицательное напряжение, равное по величине положительному напряжению на рабочем этапе. Значения этих напряжений возрастают с увеличением скорости и нагрузки. 2). Для более точного определения углов включения и отключения фаз необходимо зарегистрировать статическую характеристику изменения индуктивности фазы в функции угла поворота ротора, а также углы, при которых происходит изменение состояния сигналов ДПР. Кроме того, необходимо на разных скоростях более точно измерить задержки между моментами изменения состояния сигнала ДПР и соответствующего изменения напряжения на выходе соответствующей фазы преобразователя, которые могут быть вызваны как аппаратными средствами, так и организованы программным способом или спецификой конструкции центробежного насоса. 3) Значительное опережение угла включения фазы на рабочей скорости приводит к тому, что основная доля интервала работы фазы при положительном напряжении приходится на участок с минимальным значением индуктивности фазы, где развиваемый момент имеет малое значение, а основная доля момента создается при спадающем токе. Такой способ коммутации неприемлем в начале пуска при низкой скорости и достаточно большой нагрузке на валу, обусловленной моментом трения, действующем на вал в сальниковом уплотнении. Как видно из осциллограмм начальных участков пуска, ток в фазе быстро спадает до нуля после ее отключения. Переключение тока в последующую фазу, находящуюся в положении, близком к полностью рассогласованному, может не создать необходимого пускового момента, что приведет к прекращению пуска. 4) В реализованном алгоритме коммутации фаз ЭП-5,5 для обеспечения надежных условий пуска под нагрузкой, значения углов включения и отключения изменяются по сравнению с рабочим режимом в сторону отставания, и составляют приблизительно 180 и 0 соответственно. В результате возрастает интервал работы фазы на участке перекрытия зубцов, где развивается существенный двигательный момент, как за счет сдвига угла включения фазы, так и за счет увеличения интервала работы фазы со 120 до 180. Однако при измененных таким образом углах коммутации фазы на участке выхода из то-коограничения длительность протекания тока приближается к 360, что делает форму тока симметричной относительно момента отключения фазы и, следовательно, снижает средний развиваемый момент почти до нуля. Долгая работа в таком режиме и несвоевременное переключение на рабочие значения углов коммутации могут привести к снижению скорости и последующему увеличению броска тока. 1) Установка ДПР при сильном опережении угол включения может быть изменен только в сторону отставания, что может нарушить настройку начального участка пуска, поскольку приведет к преобладанию тормозной составляющей среднего момента над двигательной. К тому же, для обеспечения той же амплитуды тока на номинальной скорости при меньшем значении угла опережения включения фазы потребуется повышение напряжения, которого не сможет обеспечить преобразователь. В результате уменьшится среднее значение тока фазы и отдаваемая мощность, что не позволит осуществить корректное сравнение двух режимов с разными углами коммутации. 2) Актуальной остается задача получения спектрограмм вибраций при различных заданиях скорости и их сопоставительный анализ, как между собой, так и с соответствующими спектрограммами, полученными на холостом ходу как при включенном преобразователе, так и спектрограммами непосредственно после его отключения. Таким сопоставлением предполагается выделить в спектрограмме составляющие, непосредственно связанные с пульсациями электромагнитных усилий. 3) В ВИМ наиболее сильным возмущающим вибрации воздействием являются радиальные составляющие электромагнитных сил, которые проявляются особенно сильно в момент отключения фазы. С этой точки зрения применение опережающего включения, а, следовательно, и отключения фазы в режиме одиночной коммутации является одним из способов снижения вибраций. Здесь проявляются два фактора. Опережающее по отношению к согласованному положению зубцов отключение фазы само по себе уменьшает радиальную составляющую электромагнитной силы. Кроме того, при опережающей коммутации ток в фазе обычно спадает на рабочем участке, что также уменьшает значение электромагнитной силы в момент приложения к фазе отрицательного напряжения. Этому дополнительно может способствовать увеличенное по сравнению с необходимым число витков в фазе. С учетом сказанного можно констатировать, что выбранные при проектировании соотношения параметров и режим работы могут быть близки к оптимальным с точки зрения ВАХ. Но это ведет к некоторой потере мощности и возможно - к снижению КПД. 1) Для формирования заднего фронта тока фазы не применяется ШИМ с плавным изменением напряжения. Отключение производится в два этапа - на первом обмотка закорачивается, на втором прикладывается полное обратное напряжение. Соотношение между длительностями интервалов работы и отключения остаются неизменными для разных заданий скорости, что обеспечивает практически одинаковую форму тока. 2) Необходимое для уменьшения вибраций плавное снижение тока в значительной степени формируется самой машиной и достигнуто за счет применения опережающей коммутации фаз и избыточного числа витков в фазе. 3) Оценка полученной формы тока и в частности - соотношения между темпами спадания и нарастания токов в соседних фазах как одной группы, так и разных групп с позиций уменьшения пульсаций момента, требуют особого рассмотрения, в основе которого должно быть восстановление кривой изменения момента каждой фазы во времени по осциллограммам токов и напряжения. Одним из необходимых для этого условий является экспериментальное или расчетное получение кривых намагничивания фазы. Косвенная оценка могла бы быть получена из сопоставления спектрограмм при работе только трех фаз одной группы и при работе всех шести фаз, если только работа на трех фазах не блокируется системой защиты преобразователя.
