Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Вентильные генераторы (ВГ) и их применение на автономных объектах . 10
1.1. Структурно-функциональный облик вентильных генераторов . 10
1.2. Особенности проектирования электрических машин (ЭМ), работающих на выпрямительную нагрузку . 13
1.2.1. Выбор числа полюсов ЭМ системе ВГ 14
1.2.2. Выбор числа фаз m ЭМ в системе ВГ 15
1.2.2.1. Влияние числа фаз m на качество выпрямленного напряжения . 15
1.2.2.2. Влияние числа фаз m на действующее значение фазного тока СГ 16
1.3. Синтез (и выбор) структуры преобразующего тракта ВГ 19
1.4. Влияние индуктивностей рассеяния обмоток на выпрямленное напряжение и на габаритную мощность ЭМ( ВГ ) 22
1.5. Об использовании активных выпрямителей в ВГ . 25
Выводы . 27
Глава 2. Определение зависимости массы синхронного генератора от числа пар полюсов и частоты вращения вала . 30
2.1. Выбор главных размеров генератора . 31
2.2. Расчет числа витков на фазу 34
2.3. Расчет зубцовой зоны статора, его пазов и параметров якорной обмотки статора . 35
2.4. Расчет полюсов ротора . 38
2.5. Магнитное напряжение и расчет потока рассеяния . 40
2.6. Алгоритм определения МДС обмотки возбуждения с учетом реакции якоря 45
2.6.1. Упрощенный подход к описанию алгоритма определения МДС возбуждения . 45
2.6.2. Детализированный алгоритм расчета МДС возбуждения . 46
2.7. О целесообразности использования в индукторе ротора втулки из более легкого металла . 51
Выводы . 54
Глава 3. Определение массы активных материалов синхронного генератора для различных режимов 56
3.1. Определение МДС реакции якоря 56
3.2. Параметры обмотки статора для установившегося режима работы 59
3.3. Определение МДС возбуждения при нагрузке . 61
3.3.1. Определения МДС возбуждения при активно-емкостной нагрузке . 65
3.4. Внешние характеристики 67
3.5. Регулировочные характеристики 69
3.6. U-образные характеристики синхронного генератора . 71
Выводы . 76
Глава 4. Методика сопоставительной оценки вариантов вентильного генератора с различной пульсностью выпрямленного напряжения 77
4.1. Общая характеристика предмета исследования 77
4.2. Исследование наиболее простых решений ВГ 78
4.2.1. Об используемом подходе к решению поставленной задачи 79
4.2.2. Основные показатели качества простейшего ВГ-3 ( при m=3, mЭ=2m=6) . 80
4.2.2.1. Габаритная мощность ЭМ . 80
4.2.2.2. Параметры диодов выпрямительного моста 82
4.2.3. Основные показатели качества ВГ- 6 (при m= mЭ=6) 82
4.2.3.1. Взаимосвязь между фазным и выпрямленным напряжением в ВГ- 6 . 82
4.2.3.2. Определение параметров фазного тока ВГ. 83
4.2.3.3. Габаритная мощность якорных обмоток ВГ-6 84
4.2.3.4. Параметры диодов выпрямительного моста 84
4.3. Модифицированный вариант ВГ-6 (ВГ-6М) . 86
4.3.1. Взаимосвязь между входным и выходным напряжениями ВГ-6М 86
4.3.2. Параметры фазного тока ВГ-6М 88
4.3.3. Габаритная мощность якорных обмоток модифи-цированного варианта ВГ-6М 90
4.3.4. Параметры диодов выпрямительного моста в ВГ-6М . 90
4.3.5. Габаритная мощность двух трансфильтров 90
4.3.5.1. К физике работы ВГ-6КМ с трансфильтрами . 90
4.3.5.2. Определение параметров напряжения на обмотках ТФ . 92
4.3.5.3. Действующее значение тока через полуобмотку ТФ и габаритная мощность трансфильтра 93
4.3.6. Габаритная мощность якорных обмоток и двух ТФ 94
4.3.7. Об итоговой оценке достоинств варианта ВГ-6КМ . 94
4.4. Вентильный генератор с пульсностью выпрямленного напряжения mЭ=18 . 95
4.4.1. Габаритная мощность ЭМ в ВГ с m=9 (и mЭ=18) без использования трансфильтра . 96
4.4.1.1. О фазном напряжении ЭМ ВГ 96
4.4.1.2. Действующее значение фазного тока ЭМ . 97
4.4.1.3. Габаритная мощность обмоток ЭМ 99
4.4.2. Использование трансфильтра для улучшения показателей качества ВГ-9 99
4.4.3. О функции трансфильтра . 102
4.4.4. Габаритная мощность ТТФ 104
Выводы 108
Заключение . 111
Перечень аббревиатур . 115
Список литературы 116
Приложения
- Особенности проектирования электрических машин (ЭМ), работающих на выпрямительную нагрузку
- Расчет зубцовой зоны статора, его пазов и параметров якорной обмотки статора
- Определение МДС возбуждения при нагрузке
- Об используемом подходе к решению поставленной задачи
Особенности проектирования электрических машин (ЭМ), работающих на выпрямительную нагрузку
Вариант структуры ВГ с двумя выходами постоянного (Ud0) и переменного тока (U2) характерен для автономных систем электроснабжения – АСЭС с переменной частотой вращения вала (n=var). Недостаток ее заключается в том, что электропитание непосредственно от СГ могут получать только те потребители, которые нечувствительны к изменению частоты напряжения СГ (например, противообледенительные системы самолетов). В этом варианте также приходиться решать задачу согласования уровней напряжения для потребителей постоянного тока и для потребителей переменного тока. Одним из вариантов решения этой задачи может быть использование, например, в ВБ трансформаторного или автотрансформаторного узла [1-101-13]. Необходимость использования этих средств возникает также и в том случае, ясли частота вращения приводного вала стабилизируется с помощью привода постоянных оборотов – ППО (рис.1-1).
В том случае, если возможно (и целесообразно) отказаться от ППО, используется структура, показанная на рис.1-3. Стабилизация частоты (для соответствующих потребителей обеспечивается здесь применением статического преобразователя частоты (СПЧ) со звеном постоянного тока (ЗПТ), как f2=const,
Обобщенная функциональная блок-схема комбинированной МЭГС со стабилизированными напряжениями постоянного (Ud0) и переменного (U2) тока и с напряжением Uсг = const изменяющейся частоты: СПЧ – статический преобразователь частоты со звеном постоянного тока, ТИН – трехфазный инвертор напряжения, Ф1, Ф2 – фильтры. Остальные узлы такие же, как на рис.1-1. наиболее простого решения по сравнению с непосредственным преобразователем частоты (НПЧ) [1-11]. В этом варианте также должна решаться задача согласования (в соответствии с ТЗ) напряжения СГ со всеми тремя уровнями напряжения АСЭС (Uсг , Ud0, U2). Поскольку здесь возможны альтернативные варианты, то выбор наиболее рационального из них основывается на выполнении условий заданного ТЗ. Нужно заметить, что при проектировании СГ в данной структуре ВГ следует учитывать тот факт, что от него отбирается только активная мощность (по всем трем выходам).
Особенности проектирования электрических машин (ЭМ), работающих на выпрямительную нагрузку
Как следует из выше рассмотренных примеров, ВГ могут применяться как самостоятельно, так и совместно с другими преобразующими структурами. Во всех этих случаях применения ВГ, если ставится задача достижения наилучших массогабаритных и энергетических показателей не только ВГ, но и всей АСЭС, в качестве направления решения этой задачи возникает проблема системного (совместного) проектирования как минимум двух преобразующих звеньев – СГ и ВБ. Одним из основных параметров, подлежащих обоснованному выбору, является пульсность mЭ выпрямленного напряжения (называемая также эквивалентной фазностью). При использовании в ВБ двухполупериодного выпрямления этот параметр связан с числом фаз СГ m следующим образом: mЭ = 2 m. При заданной частоте вращения приводного вала (n) для ВГ такие параметры СГ, как число фаз m и частота напряжения f (конструктивно определяемая ее числом полюсов 2р) здесь являются внутренними ее параметрами, которые могут быть подвергнуты оптимизации по заданному критерию, например, по минимуму массы системы ВГ в целом [1-14]. На некоторые другие направления совершенствования ВГ будет сказано далее и, кроме того, указано также в [1-15].
Еще одним фактором, определяющим показатели качества ВГ, является топология якорной обмотки СГ, тесно взаимосвязанная с ее числом фаз m. Из технической литературы известны возможные варианты выполнения обмоток (см., например, [1-1]), однако, однозначных рекомендаций по выбору наиболее рационального из них при выбранном параметре m обнаружить не удалось. Одной из целей настоящей работы является определенное восполнение этого пробела.
Выбор числа полюсов электрической машины в системе ВГ Из технической литературы в принципе известно, что для ЭМ в системе ВГ существует оптимальное значение числа пар полюсов ропт, при котором для различных применений могут быть достигнуты наилучшие массогаба-ритные показатели ЭМ [1-41-5, 1-16]. При этом численное значение параметра ропт зависит от условий конкретного применения, которые, в первую очередь, определяются частотой вращения приводного вала. Достаточно детальный качественный анализ влияния числа полюсов на массогабаритные показатели ЭМ дан, например, в [1-16], где, в частности, приведен следующий вывод: «С увеличением числа полюсов вес стали машины уменьшается, а вес меди за счет роста веса меди возбуждения возрастает…. Оптимальное число полюсов ропт зависит от размеров и мощности машины и с увеличением последних растет». В настоящей работе нас интересует результ ирующа я количественная оценка влияния этого параметра на массогабаритные показатели ЭМ. При этом ранее накопленный по данной проектной проблеме опыт в настоящей работе будет использован в качестве ориентира при оценке результатов на адекватность.
Выбор числа фаз т ЭМ в системе ВГ 1.2.2.1. Влияние параметра т на качество выпрямленного напряжения
В ряде случаев применения ВГ предъявляются повышенные требования к уровню пульсаций выпрямленного напряжения. Наиболее часто на практике в диапазоне малых мощностей до десятков кВА используются ВГ с пульсно-стью выпрямленного напряжения тэ=6 или тэ=12. В этих случаях дальнейшее снижение уровня пульсаций до требуемого значения обычно достигается фильтрацией этого напряжения. Недостатком такого решения является ухудшение массогабаритных и динамических показателей системы ВГ в целом за счет введения фильтров. число трехфазных якорных обмоток, сдвинутых между собой на угол в, который может быть равен или 6t =2 /т- при использовании симметричной т фазной системы (рис.2а), или Д = / т - при использовании несимметричной т фазной системы (рис.2б). Заметим, что в дальнейшем параметру L будет придан более обобщающий смысл (и новый термин -число каналов преобразования энергетического потока).
Расчет зубцовой зоны статора, его пазов и параметров якорной обмотки статора
В данной главе проведено исследование возможностей улучшения мас-согабаритных показателей синхронного генератора (СГ) с электромагнитным возбуждением (СГЭМ), работающего на выпрямительную нагрузку, то есть, в составе вентильного генератора (ВГ). Частота напряжения СГ в этом случае являются внутренним параметром, и она может быть подвергнута оптимизации по критерию минимума массы СГ. С целью упрощения расчетов будет учитываться только масса активных материалов СГ: масса магнитопроводов статора и ротора, масса меди якорной обмотки и масса меди обмотки возбуждения индуктора.
В качестве базовой электрической машины (ЭМ) взята серийно выпускаемая СГЭМ мощностью 11 кВт с выходным напряжением 220/380 В, с индуктивным cos (ртм =0,8, с номинальной частотой вращения вала n=1500 об/мин. На основе серии проведенных расчетов при различных значениях частот вращения вала n (750 об/мин, 1000 об/мин, 1500 об/мин, 3000 об/мин) и числа пар полюсов р (2 -8) построены зависимости массы активных материалов СГЭМ и соответствующего ей удельного показателя (с размерностью кг/кВт) в функции этих переменных ( n и p). В частности, показано, что увеличение частоты вращения в 2 раза приводит к уменьшению массы активных материалов СГЭМ, примерно, в 1,5 1,6 раза, а оптимальное значение по-люсности для всех 4-х значений n ном находится в области значений параметра р=5; 6, причем в диапазоне изменения частоты вращения вала n=750-К3000 об/мин меньшим значениям параметра/? соответствует большие значения n. Определен выигрыш в массе активных материалов СГЭМ, обеспечиваемый оптимальным значением параметра р, который в зависимости от номинального значения частоты вращения вала выигрыш в массе активных материалов
ЭМ при оптимизации ее полюсности для различных частот вращения вала в диапазоне 3000750 об/мин может достигать соответственно 1525%. Для некоторых значений параметра n полученные в работе результаты подтверждены литературными данными (см. в [2-4] стр.85, в [2-5] стр.142). Далее приводятся расчеты, на основании которых получены вышеприведенные результаты.
Проектирование синхронных машин начинают с выбора главных размеров: внутреннего диаметра статора и расчетной длины. Задача эта не имеет однозначного решения, так как при выборе главных размеров приходится учитывать ряд требований. Поэтому для нахождения оптимальных значений приходится в некоторых случаях просчитывать ряд вариантов. Для сокращения числа рассчитываемых вариантов целесообразно воспользоваться рекомендациями, полученными на основе накопленного опыта проектирования и эксплуатации подобных машин. Для предварительного определения диаметра можно воспользоваться построенными в логарифмическом масштабе зависимостями (рис. 2-1), которые соответствуют усредненным диаметрам выполненных машин [2-2].
Ниже изложенные результаты исследования получены на основе известной методики проектирования [2-1]. Нетрудно убедиться, что при увеличении числа пар полюсов р внутренний диаметр статора D должен увеличиваться. Предварительное значение внешнего диаметра статора находят по формуле Da =KDD, где KD - коэффициент, зависящий от параметра;? [2-1]. где D - диаметр расточки якоря машины (иначе внутренний диаметр статора), м; ls - расчетная длина магнитопровода, м; пном - номинальная частота вращения, об/мин; S - расчетная мощность, ВА; А - линейная нагрузка, А/м; В - индукция в воздушном зазоре, Тл; а - коэффициент полюсного перекрытия; кв - коэффициент формы поля; коб - обмоточный коэффициент.
Из формулы (2-1) следует, что при увеличении диаметра машины ее длина сокращается. Заметим, что уменьшение 1 при неизменном диаметре однозначно влияет на уровень индукции во всех участках магнитной цепи: ведет к повышению степени насыщения стали, к увеличению потерь в стали и к увеличению МДС обмотки возбуждения, что неприемлемо. При этом повышается перегрев обмоток статора и возбуждения.
Расчеты проводятся при неизменном значении постоянной Арнольда (машинная постоянная), включающей в себя основные параметры, которые, кроме параметров D и 1 , остаются неизменными. Машинная постоянная Арнольда и расчетное соотношение для определения диаметра и длины ЭМ имеют соответственно следующий вид:
Определение МДС возбуждения при нагрузке
Регулировочные характеристики (РХ) представляют собой зависимость тока возбуждения от тока якоря If = f(Ii) при Ui = const, = const, ер = const. Для решения также используется семейство диаграмм Блонделя - рис.3-9, рис.3-10. Эта диаграмма использовалась нами уже ранее (см. Рис.3-8), только для одного номинального значения тока. Здесь строится несколько диаграмм для пяти значений тока, которые представлены на рис. 3-13. По этим диаграммам сначала строится зависимость напряжения возбуждения в функции тока нагрузки (якоря) - Еf„ = fji), а затем в соответствии с рекомендациями, приведенными в разделе 3.2., определяют МДС возбуждения Fft и далее ток возбуждения 1В. При активно-индуктивной нагрузке ( 0) МДС якоря имеет размагничивающий характер. Поэтому для поддержания заданного уровня напряжения СГ необходимо увеличивать ток возбуждения. Из полученного графика на рис.3-14 видно, что при этом РХ имеет резко возрастающий характер, а при активно-емкостной нагрузке ( 0) - падающий. 4 /Efi
Рис. 3-14. Регулировочные характеристики синхронного генератора для двух нагрузок: 1 –активно-индуктивная; 2 – активно-емкостная нагрузка. 3.6. U-образные характеристики синхронного генератора
Регулирование реактивной мощности Q при постоянной активной мощности Р = const производится путем изменения тока возбуждения If. Для увеличения реактивной мощности при Uc = const нужно увеличить ток возбуждения; для уменьшения реактивной мощности - уменьшить ток возбуждения.
Для оценки изменения тока якоря при изменении тока возбуждения используются так называемые U-образные характеристики, представляющие собой зависимость тока якоря от тока возбуждения, / = (//), при постоянной активной мощности Р = const и постоянном напряжении Uc = const.
По векторным диаграммам, приведенным на рис. 3-8 и 9, можно построить U-образные характеристики синхронного генератора, представляющие собой зависимость тока якоря от тока возбуждения h= f(IB) при fj = const, Р} = Рном = const, U\ = const при изменении cos от индуктивного его характера до емкостного (рис. 3-8). Точки минимума этих характеристик соответствуют cos =1, то есть чисто активному току нагрузки (якоря: Ij = Ia).
При индуктивном характере нагрузки (т.е. при 0 cos 1) с ростом угла нагрузки ц ! (с уменьшением cos ) при активной мощности Р} = Рном = const ток якоря увеличивается, а, следовательно, и увеличивается размагничивающая реакция якоря, что для поддержания неизменным напряжения U\ = const требует соответствующего увеличения тока возбуждения. Этому процессу соответствует правая часть зависимости Ij= f[cos pi, їв), находящейся справа от наклонной пунктирной линии, соединяющей точки минимальных значений тока якоря при cos =1. При емкостной нагрузке реакция якоря в генераторе является подмагничивающей, и, следовательно, ток возбуждения надо уменьшить. Этому процессу соответствует левая часть зависимости Ij= Xcos i, їв), находящейся слева от наклонной пунктирной линии.
На рис. 3-15. приведены U-образные характеристики генератора, которые показывают зависимость активной мощности, отдаваемой генератором при различных cos , от тока возбуждения.
Наклонная пунктирная линия cos =1 разделяет U-образные характеристики на две области. Слева от этой линии находятся область недовозбужде-ния, при работе в которой генератор потребляет из сети реактивную мощность, справа - область перевозбуждения, при работе в которой генератор отдает реактивную мощность в сеть.
При постоянной емкостной нагрузке уменьшение тока возбуждения приводит к уменьшению массы обмотки возбуждения.
В целях экономии активных материалов, уменьшая обмотки возбуждения, мы также можем уменьшать высоту полюсов.
Результаты серии расчетов при изменении коэффициента мощности для различных режимов нагрузки приведены в табл. №1.
Масса активных материалов синхронного генератора в зависимости от изменения коэффициента мощности для различных режимов нагрузки представлена на рис. 3-17, 3-18, 3-18, 3-19, 3-20, 3-21.
Об используемом подходе к решению поставленной задачи
Минимизация габаритной мощности якорных обмоток достигнута благодаря использованию в структуре ВГ двух трансфильтров (ТФ). Таким образом, за это приходится «платить» ухудшением результирующего массогаба-ритного показателя ВГ-6КМ. Оценим этот факт путем расчета габаритной мощности двух ТФ.
К физике работы ВГ-6КМ с трансфильтрами Для облегчения понимания принципа работы данной системы генерирования необходимо учитывать следующую ее особенность, обусловленную трансфильтрами, которые выполняют возложенную на них функцию лишь при значении тока нагрузки Id0 несколько больше тока холостого хода ТФ 91 Id0 IТФm(хх) на своей частоте (при напряжении, не превышающем номинальное). Прежде всего, нам необходимо определить рабочую частоту ТФ и напряжение на его полубмотках. Задача для аналитического решения не простая. Задачу решаем, используя ИКМ. Результаты представлены на рис.4-8. Они позволяют интерпретировать работу системы и получить необходимую
Осциллограммы рабочих процессов в ВГ-6КМ (при тех же данных. что и на рис.4-7): uab(t) = ucd(t) = ud(t) – напряжение на выходе мостов и на выходе ВБ (между точками р+ и р–) ; uяф(t) – фазное напряжение генератора; uТФ(t) – напряжение на одной полуобмотке трансфильтра (ТФ).
информацию для расчета габаритной мощности двух ТФ. Анализ осциллограмм показывает, что, как и в варианте с ВГ-6КМ, работа ВБ определяется также и линейными напряжениями 2-го типа – диаметрально расположенными по окружности 6 векторами, по значению равными удвоенному значению фазного напряжения uяф(t) . Детальное объяснение этого не простое и здесь не приводится. 4.3.5.2. Определение параметров напряжения на обмотках ТФ
Из результатов ИКМ, представленных на рис.4-7, следует, что напряжение uТФ(t) на каждой полуобмотке каждого ТФ имеет треугольную форму утроенной частоты 3f по отношению к сетевой частоте f. Осциллограмма позволяет рассчитать максимальное значение этого напряжения – UТФm.
Напряжения ud1(t) и ud2(t) на выходе двух мостов ВМ1 и ВМ2 имеют одинаковую форму с пульсностью mЭ=6. Такую же форму имеет и выходное напряжение ВГ-6 – ud(t). Из этого следует, что трансфильтры в формировании напряжения ud(t) никак не участвуют. Заметим, что эта особенность их работы имеет место только при четном числе фаз ЭМ m [1-10]. Тем не менее, трансфильтры выполняют свое назначение: устраняя в фазных токах ЭМ гармоники нулевой последовательности (см. рис.4-4), они улучшают спектральный состав этих токов (рис.4-7 а, б) и снижают действующее их значение. Нам остается объяснить лишь процесс формирования напряжения на полуобмотках трансфильтров. Не усложняя описание, ограничимся здесь лишь констатацией следующего факта. Напряжение на одной полуобмотке трансфильтров описывается выражением: (О = - (иял (0 - 4г (О), (4-26)
Поскольку уменьшение габаритной мощности якорных обмоток сопровождается введением двух ТФ, которые ухудшают массогабаритные показатели ВГ-6КМ, то при проведении сопоставительного анализа целесообразно пользоваться габаритной мощностью трансфильтра, приведенной к тем условиям, при которых работает якорная обмотка. Приведение должно осуществляться по частоте и по форме напряжения. После выполнения этих операций результирующая оценка варианта ВГ-6КМ осуществляется путем суммирования габаритных мощностей якорной обмотки и трансфильтров.
Приведение частоты работы ТФ к частоте ЭМ заключается в сохранении отношения [7ТФ//при понижении частоты. То есть если понизить ее в 3 раза, то в 3 раза нужно понизить и напряжение полуобмотки ТФ. Приведение формы напряжения ТФ к форме напряжения якорной обмотки, которое здесь принято синусоидальным, заключается в определении такого среднего значения напряжения синусоидальной формы, которое эквивалентно среднему значению напряжения треугольной формы. При использовании для решения этой задачи коэффициентов формы этих двух напряжений:
