автореферат диссертации по электротехнике, 05.09.01, диссертация на тему:Анализ и синтез нетрадиционно совмещенных бесщеточных возбудительных устройств с несимметричными полями возбуждения

РГБ ОД

' " ■ -) *

На правах рукописи

ДЕНИСЕНКО Виктор Иванович^|р£/

АНАЛИЗ И СИНТЕЗ НЕТРАДИЦИОННО СОВМЕЩЁННЫХ БЕСЩЁТОЧНЫХ ВОЗБУДИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ С НЕСИММЕТРИЧНЫМИ ПОЛЯМИ ВОЗБУЖДЕНИЯ (развитие теории, расчёт и проектирование)

Специальность 05.09.01 - Электромеханика

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание учёной степени доктора технических наук

Екатеринбург - 1999

Работа выполнена на кафедре электрических машин Уральского государства ного технического университета.

Научный консультант:

доктор технических наук профессор Пластун А.Т.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Кузнецов В. А. (г.Москва)

доктор технических наук, профессор Шулаков Н.В. (г.Пермь)

доктор технических наук, профессор Хайруллин И.Х. (г.Уфа)

Ведущее предприятие: ОАО "Уралэлектротяжмаш" (г. Екатеринбург).

Защита состоится 22 марта 2000 г. в аудитории Э-212 в 10 час. на засе дании диссертационного совета Д.063.14.05 при Уральском государственно: техническом университете.

С диссертационной работой можно ознакомиться в библиотеке УГТУ.

Отзыв в двух экземплярах, заверенные гербовой печатью, просим нг правяять по адресу: 620002, Екатеринбург, Мира, 19, УГТУ, учёному секретарю

Автореферат разослан"_ "февраля 2000 г.

Ученый секретарь ,]

диссертационного совета Д.063.14.05

кандидат технических наук, доцент

6

2

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

■ Актуальность проблемы

В условиях жесткой конкуренции на рынке энергетического оборудования не-эбходимым условием выживания предприятия является создание конкурентно способной продукции: расширение и совершенствование функциональных возможностей выпускаемого оборудования при более эффективном использовании материалов и одновременном /л у чтении его эксплуатационных характеристик. В рамках общей тенденции поиска эффективных технических решений происходит совершенствование систем возбуждения лшхронных: машин, являющихся основными производителями и крупными потребителя-«Гэлёетр№1еской энергии. Современная система возбуждения (СВ) должна иметь мини-уюльнуто материалоёмкость , трудоёмкость и энергопотребление по сравнению с сущест-$ующими СВ одновременно при обеспечении высокой степени надёжности работы воз-эудительного устройства (ВУ). При этом ВУ, как исполнительный элемент СВ, должно ,'довлетворять целому кошшексу требований, основными из которых является автоном-юсть, быстродействие, нечувствительность к малым и большим возмущениям со сторо-ш воздействующих на устройство факторов, однозначность воспроизведения сигнала и :пособность гарантированного обеспечения в любой момент времени требуемого уровня [юрсировки.

Исследованию и совершенствованию СВ посвящено значительное количество >абот отечественных и зарубежных учёных, которые внесли существенный вклад в раз->аботку возбудительной техники, в создании основ её теории и в математическое моде-шрование систем возбуждения. Основополагающий вклад в создание теории синхронных шшин с управляемыми полупроводниковыми системами возбуждения внесли 1А.Глебов и руководимый им ВНИИэлектромашиностроения, фундаментальные и все-)бъемлющие исследования которых способствовали их широкому промышленному вне-феншо. Признанными научными центрами по разработке и внедрению систем возбужде-шя синхронных машин в России и странах СНГ являются ЦПКТБ КЭМ, институт элек-родинамики национальной академии наук Украины, НИЭИ им. Г.М.Кржижановского, уральский государственный технический университет, заводы "Электросила, "Уралэлек-ротяжмаш", Электротяжмаш, Лысьвенский турбогенераторный завод.

В результате выполненных работ в конце 60-х и в 70-х годах было создано пер-ое поколение статических (ССВ) и бесщёточных (БСВ) систем возбуждения с силовыми юлупроводниковыми выпрямителями. Данный этап развития полупроводниковых ССВ и ¡СВ характеризуется созданием основ теории таких СВ, накоплением данных теоретиче-ких и экспериментальных исследований, промышленной реализацией различных струк-ур СВ и накоплением опыта их эксплуатации. В этот период основное внимание было делено разработке возбудителя с наиболее простыми схемами силовой части и обеспе-еншо технических параметров СВ. Причём благодаря простоте промышленной реализа-;ш{ и большему быстродействию по сравнению с диодными БСВ наиболее широкое рас-ространение в нашей стране получили ССВ. БСВ использовались в основном в тех слу-аях, когда по условиям эксплуатации требовалась бесконтактность возбуждения. Не-мотря на ряд преимуществ (отсутствие щёточного контакта, компактность силовой час-и, меньшая производственная площадь, занимаемая оборудованием СВ, меньшие экс-луатационные издержки), более широкое промышленное использование БСВ сдержива-ось отсутствием надёжных конструкций управляемых вращающихся полупроводнико-ых преобразователей, недостаточной селективностью разработанной диагностики со-гояния элементов вращающихся частей бесщёточных систем, пониженной надёжностью з-за отказов в цепях пускозащитных устройств.

Отсутствовал единый подход к анализу и сшггезу структур как бесщёточных так и статических ВУ. В этот период недостаточное внимание было уделено вопросаь энерго- и ресурсосбережения. В частности, при анализе и оценке разработанных структур ССВ и БСВ не был учтён способ отбора мощности на возбуждение. В результате внедренные СВ явились одним из наиболее материалоёшагх видов электрооборудования Материалоёмкость СВ на единицу мощности на порядок и более превосходила материа лоёмкосгь возбуждаемых синхронных машин. Поэтому, несмотря на малую величин) форсировочной мощности возбудителей СМ, составляющей в среднем 4,5 - 5 % по отношению к их номинальной мощности, доля материальных затрат на СВ составляла более существенную величину - до (10 - 40)% от массы возбуждаемой СМ (для машин средни? мощностей). Анализ выпускаемых отечественной промышленностью ССВ и БСВ, проведённый сотрудниками ЦПКТБ КЭМ показал, что удельный расход материалов на единицу мощности СВ составил доя тиристорных ССВ величину в пределах 19,1 - 62,3 кг/кВт доя диодных БСВ - 11,1 - 36,9 кг/кВт. ССВ имеет больший расход материалов по сравнению с БСВ. Это обусловлено наличием ряда последовательно включаемых силовых элементов, обеспечивающих подвод питания к обмотке возбуждения (OB). В связи с этил одним из основных направлений в развитии СВ является снижение материальных затрап на СВ.

Поиски современных технических решений привели к созданию новых возбудительных систем, в частности, гармонических СВ. В области ССВ - это отказ от трансформатора и переход к питанию тиристорного преобразователя от дополнительной обмотки i статоре СМ. Однако такое решение не приводит к сокращению расхода материалов. Дл5 размещения дополнительной обмотки в пазах статора необходимо увеличение электромагнитного ядра возбуждаемой СМ, что в конечном итоге приводит к увеличению расхода активных материалов и потерь энергии.

В 80-х годах А.Т.Пластун на основе разработанного им метода направленного формирования характеристик ВУ впервые обобщил исследования в области БВУ, создаг единый подход к анализу и синтезу структур БВУ и показал, что практическая реализации ВУ, функциональные свойства которого приближены к идеальному ВУ, и одновременное сокращение расхода материалов на ВУ возможны путём создания совмещённых композиционных БВУ, в которых использованы нетрадиционные приёмы конструктивного, магнитного и электрического совмещения. С точки зрения снижения расхода материалга перспективным направлением в развитии СВ является создание гармонических самовозбуждающихся БСВ.

Разработка новых перспективных СВ базируется на фундаментальных исследованиях в двух направлениях: во-первых на детальном анализе и развитии методов расчёт; магнитных полей синхронных и асинхронных машин различного назначения и, во-вторых, на развитии принципов и теории совмещённых электромеханических преобразователей. В отношении первого направления работ особенно необходимо отметить исследования по созданию универсального метода проводимости зубцовых контуров (МПЗК) разработанного в МЭИ В.А.Ивановым-Смоленским, В.А.Кузнецовым и учениками, в результате применения которого был изменён традиционный подход к расчёту магнитны} полей электрических машин и созданы модели для одновременного расчёта и мапппны> полей, и процессов в ЭМ в мгновенных значениях без использования индуктивных параметров, пространственных и временных гармоник. В отношении развития принципов у теории совмещённых электромеханических преобразователей можно выделить два основных направления. В первую очередь необходимо отметить традиционное направление, доя которого характерно широкое использование принципов "классического" конструктивного и магнитного совмещения, при которых не допускаются взаимоиндуктивные

связи между обмотками совмещаемых машин. В результате применения традиционны? приемов совмещения удаётся уменьшить затраты конструктивных материалов, но, ка! правило, увеличивается, расход активных материалов.

С конца 70-х годов на кафедре электрических машин УГТУ под руководство* Л.Т.Пластуна успешно развивается новое направление с использованием нетрадиционных приёмов совмещения, когда допускаются электромагнитные связи между совмещаемыми электромеханическими преобразователями. В отличие от "классического" подходе при нетрадиционном совмещении стремятся к наиболее полному использованию пол« "чужой" машины при создании ЭДС в совмещаемых электромеханических преобразователях. При этом зачастую целенаправленно культивируются высшие гармонические поля, реализующие взаимошщуктивную связь. В результате проведённых в этом направлении исследований были созданы основы теории нетрадиционно совмещённых ВУ. Показано, что наиболее перспективными БВУ являются нетрадиционно совмещённые гармонические самовозбуждающиеся ВУ, в качестве базового возбудителя в которых использована СМ. В результате этих исследований были созданы промышленные образны совмещённых гармонических БВУ.

В современном мире в условиях дефицита энергии и развивающегося энергетического кризиса возрос интерес к развитого малой энергетики и автономным источникам электрической энергии. В связи с этим появилась потребность в создании нового поколения БВУ, сочетающих в себе не только высокие функциональные качества, но и имеющие высокую надёжность в эксплуатации, не требующие постоянного и квалифицированного обслуживания, имеющие высокую надёжность независимого питания не только самих ВУ, но и системы управления ВУ, способные конкурировать по технико-экономическим показателям с существующими ВУ. Такие возбудительные устройства были созданы с использованием постоянных магнитол на основе нетрадиционного совмещения ВУ с несимметричными полями возбуждения.

Постоянное расширение области использования указанных ВУ, рост производства и возрастающая потребность в их новых модификациях потребовали разработки методов, способных в сжатые сроки и с достаточной точностью рассчитывать параметры и эксплуатационные характеристики таких устройств.

Особенностью нетрадиционно совмещённых ВУ с несимметричными полями возбуждения как объекта математического моделирования является необходимость расчёта полного поля в области воздушного зазора в условиях.наличия двухсторонней зубчатости, насыщения и несимметрии с возможностью определения достаточно широкого спектра высших гармонических составляющих поля, поскольку они во многом определяют функциональные качества ВУ. Разностные и вариационно-разностные численные методы, например, методы конечных разностей или методы конечных элементов (МКЭ) соответствуют специфике поставленной задачи. Однако использование этих методов дня расчёта рассматриваемых ВУ, когда из-за несимметрии магнитной системы необходимо рассчитывать не менее половины многополюсной машины с частотой сетки,'позволяющей выделять высшие гармошки вплоть до семнадцатой, требует чрезвычайно больших затрат времени дая вычислений и снижает эффективность проведения расчётов на современных персональных компьютерах. Необходима разработка ускоренных методов расчёта параметров этих устройств, способных при высокой скорости расчёта учесть все особенности данного ВУ, сохранив точность расчёта на уровне инженерных методик.

В основу диссертационной работы положены результаты НИР, выполненных в Уральском государственном техническом университете - УПИ в научно-исследовательской лаборатории электромеханики кафедры электрических машин при непосредственном 'участии автора в качестве ответств'енного исполнителя (в ряде работ в

качестве руководителя) в период 1977-1999гг. как по заказам предприятий, так и в рамках научно-технических программ и госбюджетных тем:

- "Разработка и эксплуатация нефтяных, газовых и газоконденсатных месторождений Западной Сибири", этап 03.25 научно-технической программы "Комплексное освоение нефтегазовых ресурсов Западно-Сибирского района, "Нефть и газ Западной Сибири", утверждённой приказом Минвуза РСФСР от 22.12.77г. №558 и входящей в суперпрограмму "Сибирь" СО АН СССР. Указанная программа была включена в нархозплан РСФСР "План экономического и социального развития РСФСР на 1981 -1985г.г.;

- тема Т03.1484 "Исследование путей повышения технико-экономических показателей бесщёточных синхронных машин", выполнена совместно с ЦГЖТБ КЭМ и ЯГГЗ, включённая в координационный план Миголектротехпрома на 1981-84г.г.;

- ОКР Т03.85048-ЗТ77 "Разработка, изготовление и внедрение опытно-промышленных образцов явнополгосного синхронного электродвигателя ДСКИ-173/16-16УХЛ4 с совмещённым индукторным возбудителем", выполненная совместно с ЦПКТЕ КЭМ и ЛТГЗ, включённая в координационный план Миголектротехпрома на 1985-87г.г.;

- программа "Экономия энергии", утвержденная приказом Минвуза РСФСР 01 14.06.84г. №703;

- межвузовская научно-техническая программа "Интеллектуальная собственность высшей школы",

- г/б тема № 1596 "Разработка основ проектирования и совершенствование теории работы технического комплекса "синхронная машина - совмещённый бесщёгочньп возбудитель" с улучшенными технико-экономическими характеристиками", № ГТ 01910025359, утверждённая Минобразования РФ в едином заказ-наряде УГТУ в 1996г.;

- г/б тема № 1802 "Развитие теории и разработка основ проектирования сери* нового поколения ресурсо- и энергосберегающих бесщёточных возбудительных устройств синхронных машин различного назначения", № ГР 01990008095, угверждённа; Минобразования РФ в едином заказ-наряде УГТУ в 1999г.

Таким образом, комплексное решение вопросов, связанное с совершенствованием и разработкой нетрадиционно совмещённых ВУ с несимметричными полями возбуждения, является актуальной научно-технической проблемой.

Цель и задачи работы

Целью настоящей работы является совершенствование нетрадиционно совмещенных ВУ с несимметричными полями возбуждения, развитие теории совмещенны> БВУ с учетом несимметрии, двухсторонней зубчатости и насыщения магнитной системь и взаимного влияния совмещаемых электромеханических и полупроводниковых преобразователей, а также решение вопросов, связанных с практической разработкой и промыш ленным внедрением таких ВУ.

Для достижения поставленных целей решались следующие задачи:

1. Разработка численного метода доя ускоренных расчетов полного магнитной поля в области воздушного зазора совмещенных БВУ с учетом дискретной структурь обмоток, насыщения коронок зубцов и взаимного перемещения сердечников.

2. Разработка математической модели для расчета параметров и характеристш совмещенных ВУ на основе эквивалентной схемы замещения магнитной цепи в осях с1 и с с учетом несимметрш магнитной системы насыщенной многополюсной машины и рабо ты на выпрямительную нагрузку.

3. Разработка математических моделей для расчета установившихся электромаг нитных процессов в активной зоне совмещаемой ЯСМ с совмещенными БВУ на основ« численного метода расчета полного магнитного поля с учетом двухсторонней зубчатосп

при произвольном сочетании геометрических размеров противолежащих зубчатых се£ лечников и пульсаций поля для расчета основных параметров поля, его гармоническог состава и непосредственного расчета ЭДС катушек и обмоток ВУ при произвольном ра: мсщснии их сторон по изменению их потокосцеплений во времени.

4. Исследование влияния двухсторонней зубчатости, насыщения зубцов и явнс полюсной конструкции возбуждаемой синхронной машины на гармонические состав ляющие поля в зазоре и ЭДС совмещенных ПВ.

5. Исследование и учет влияния структуры якорных обмоток совмещенных ВУ ] характера результирующего поля в воздушном зазоре возбуждаемой СМ на электромаг нитные процессы в четырехфазном мостовом преобразователе.

6. Разработка математических моделей для исследования и анализа зксплуата ционных режимов совмещенных возбудительных устройств на основе эквивалентно] схемы замещения в осях (1 и я.

7. Анализ свойств реализовашшгх совмещенных БВУ с несимметричными пс лями возбуждения.

8. Разработка практических рекомендаций по проектированию и синтезу струк туры якорных обмоток совмещенных возбудительных устройств с целью обеспечения за данных требований к их функционированию, разработка инженерных методик и про граммного обеспечения для проектирования совмещенных ВУ.

Научная новизна

1. Разработан усовершенствованный оделенный метод удельных магнитных со противлении (МУМС) для расчёта магнитного поля в области воздушного зазора пр] двухсторонней зубчатости магнитопроводов произвольной структуры на основе аппрок симации точного решения физической картины униполярного поля при односторонне! зубчатости. Метод базируется на использовании распределённых частичных удельны: магнитных сопротивлений зазора, пазов, якоря и шадуктора, межполюсного пространства найденных однократно через удельную униполярную проводимость в области зазора пр) односторонней зубчатости сердечника. Метод позволяет проводить ускоренные расчёть магнитного поля в активной зоне машины с учётом дискретной структуры обмоток и вза имного перемещения зубчатых сердечников и не требует проведения трудоёмких подго товительных расчётов.

2. На основе МУМС разработаны математические модели ЯСМ с совмещённы ми возбудительными устройствами для ускоренных расчётов магнитного поля в зоне ВОЗ' душного зазора в установившихся режимах ЯСМ с учетом дискретной структуры обмо ток, произвольного соотношения размеров зубцовых зон и взаимного перемещения зубчатых сердечников, а также демпфирующего эффекта обмотки возбуждения при продольных пульсациях магнитного поля в сердечнике полюса. Расчёт полного поля с учётом его изменения во времени позволил выполнять непосредственный расчёт ЭДС катушек и обмоток совмещённого ВУ при произвольном размещении их сторон путём дифференцирования их потокосцепления с указанным полем.

3. В рамках МУМС реализованы математические модели для численных расчётов основной зубцовой гармоники магнитного поля в зоне воздушного зазора и индукторной ЭДС через среднее значение индукции на зубцовом делении с учётом насыщение коронок зубцов якоря и индуктора и двухсторонней зубчатости магнитной системы.

4. Разработана математическая модель для расчёта установившихся режимов работы совмещённых многофункциональных бесщёточных возбудителей (СМБВ) с учётов нелинейности и несимметрии магнитной системы возбудителя на основе представления мапштиого ядра машины в виде эквивалентной схемы замещения, выполненных в осях с

и q. В модели естественным образом учтено взаимное влияние потоков продольной и по перечной реакции якоря, штоков полюсов комбинированного и электромагнитного воз буждения, наличие постоянных магнитов и их шунтирующих крепёжных элементов и магнигомягкой стали в части полюсов. Обоснована и доказана целесообразность исполь зования при моделировании прямоугольного пространственного распределения продоль ной и поперечной составляющих ЦДС 4-хфазной обмотки якоря с полным шагом и q = с целью сокращения размерности и необходимого для расчёта времени решения задачи. I основе модели лежит численный расчёт разветвлённой схемы замещения магнитной цепа СМБВ, параметры которой определяются по известным потокам ветвей.

5. Выполнен анализ влияния реакции якоря возбуждаемой ЯСМ на физически условия работы полупроводниковых преобразователей совмещённых ВУ, исследоваш электромагнитные процессы и разработаны аналитические модели для расчёта устано пившихся режимов 4-хфазных мостовых преобразователей при несимметрии синусои дальных по форме питающих напряжений, а также при питании преобразователя от сим метричной системы напряжений прямоугольной формы. В аналитических моделях учтен влияние активных сопротивлений фаз, питающих преобразователь.

6. Разработаны математические модели совмещённых ВУ для ускоренных рас чётов переходных и установившихся эксплуатационных режимов работы возбуждаемо] СМ на основе упрощенных математических моделей магнитной цепи совмещённых ВУ ; осях ё и ^ В модели учтены основные особенности совмещённых ВУ: несимметрия маг нитной системы, двухсторонняя зубчатость, влияние гармонических составляющих МД( реакции якоря возбуждаемой машины, несимметрия ЭДС полупроводниковых преобра зователей ВУ.

7. Проведена оценка влияния структуры якорной обмотки на динамические ха рактеристики совмещённых ВУ с несимметричными полями возбуждения.

8. Разработаны аналитические математические модели и алгоритмы расчёта ин дукторной и асинхронной составляющих ЭДС и параметров совмещённого ВУ с учёта двухсторонней зубчатости, насыщения коронок зубцов, влияния гармонических состав ляющих МДС реакции якоря и явнополюсной конструкции возбуждаемой СМ.

9. Выполнены исследования влияния шунтирующих элементов крепления ! площади сечения постоянных магнитов на величину потока полюсов комбинированной возбуждения СМБВ. Выявлены условия, использование которых при проектировании да ёт дополнительный эффект форсировжи возбуждения.

10. С помощью модели по МУМС определены основные закономерности влил ния зубчатости индуктора на индукторную составляющую ЭДС совмещённого ВУ. Уста новлен эффект увеличения индукторной ЭДС, определены условия и размерные соотно шения зубцовой зоны индуктора и шага якорной обмотки совмещённого ВУ для реализа ции этого эффекта.

Практическая ценность работы состоит в том, что на основе выполнении: теоретических и экспериментальных исследований созданы инженерные методики элек тромагнитных расчётов совмещённых ВУ с несимметричными полями возбуждения, ко торые могут бьггь использованы для проектирования отрезка серии таких ВУ.

Практическая ценность работы подтверждена использованием инженерш,к ме тодик при создании опытно-промышленных образцов синхронных двигателей с совмещённым ИВ различных модификаций промышленных образцов СМБВ, защищенных авторскими свидетельствами СССР и патентом Российской Федерации и не имеющих аналога в продукции отечественных и зарубежных фирм.

Разработаны программные комплексы на основе практического метода удельных магнитных сопротивлений для ускоренных расчётов магнитных полей при предпро-ектных исследованиях совмещённых ВУ. Использование этих комплексов при проекти-ровашш СМБВ позволит снизить стоимость и сократить трудоёмкость и сроки выполнения ОКР. МУМС может бьггь распространён для ускоренных расчётов магнитных полей в области воздушного зазора на другие типы электрических машин.

Разработаны математические модели, реализованные в виде алгоритмов и рабочих программ, для расчёта основной зубцовой составляющей магнитного поля и ЭДС совмещённых ВУ с учётом двухсторонней зубчатости, насыщения коронок зубцов и влияния гармонических составляющих МДС реакции якоря. Модели включены в состав программных комплексов, предназначенных для электромагнитных расчётов совмещённых ВУ.

Разработаны программные комплексы для расчёта переходных и установившихся режимов работы ЯСМ с совмещёнными ВУ, а также для электромагнитных расчётов таких ВУ. Комплексы использованы дая проектирования опытно-промышленных образцов синхронных двигателей с совмещённым ИВ промышленных модификаций СМБВ.

Даны рекомендации по проектированию нетрадиционно совмещённых ВУ с несимметричными полями возбуждения, по синтезу структур якорных обмоток и использованию эффектов, возникающих при совмещении таких ВУ, обеспечивающих улучшение технико-экономических показателей комплекса "ЯСМ - совмещённое ВУ".

Реализация результатов работы

Решение перечисленных вопросов позволило:

- в содружестве с Центральным проектно-конструкторским и технологическим бюро крупных электрических машин впервые в стране разработать, изготовить и испытать в 1981г. опытный образец синхронного двигателя БСДК-15/21-12 с совмещённым индукторным возбудителем, мощностью 200 кВт;

- на основе выполненных научных исследований с 1979 по 1983г. совместно с СКВ Лысьвенского турбогенераторного завода (ЛИ 3, ныне ОАО "Привод") разработать опытно-промышленный образец синхронного двигателя СДК2-16/24-12К с индукторной системой возбуждения, мощностью 320 кВт, 500 об/мин, изготовленного и успешно испытанного на ЛТГЗ в 1984г.;

- содружестве с СКБ ЛТГЗ создать методику проектирования и выполнить опытно-конструкторские работы, изготовить и успешно испытать в 1987 году синхронный двигатель ДСКИ-173/16-16 с совмещённым индукторным возбудителем мощностью 315 кВт, 375 об/мин дая привода компрессоров;

- в содружестве с ОАО "Уралэлектротяжмаш" впервые разработать, выполнить опытно-конструкторские работы и изготовить различные модификации совмещённых многофункциональных бесщёточных возбудителей для синхронных генераторов различного назначения - возбудителей нового поколения:

1. СМБВ типа ВБМ-59/7-10 горизонтального исполнения для дизельных синхронных генераторов СГД-99/64-4 мощностью 1000 кВт, 1500 об/мин со шкафом управления ШУГ-1 для электростанции ЭД-1000С ОАО "Турбомоторный завод" (1993г.).

2. СМБВ типа ВБ-9 9/9-22 горизонтального исполнения для дизельного генератора СГДБ-143/46-12Н 100 кВт, 500 об/мин для стационарных электростанций ОАО "Русский мотор" (1994г.).

3. СМБВ типа ВВБ-99/9-22 вертикального исполнения для гидрогенераторов СВ-173/31-20 570 кВт, 300 об/мин Быстринской ГЭС ("Камчатскэнерго") (1995г.).

4. СМБВ типа ВВБ-59/7-10 вертикального исполнения для газо-турбинной энергетической установки ЭУ 1000/1000 ОАО "Уральский завод гражданской авиации" : 1997г.).

5. СМБВ типа ВБ-99/20-22 горизонтального исполнения для гидрогенераторов Правдинской ГЭС-3 (Калининград, "Янтарьэнерго") (1998г.).

6. На базе конструкции СМБВ бесщёточная система возбуждения для гидрогенератора Шведской фирмы "Гуллспангс Крафт" (ГЭС "Роггнен"), включающая систему диагностики состояния возбудителя.

7. СМБВ типа ВВБ-99/9-22 для гидрогенераторов СВ 215/106-8 УХЛ4 мощностью 9200 кВт, 750 об/мин Толмачёвской ГЭС-3 ("Камчатскэнерго") (1999г.).

8. Разработаны проекты гидрогенераторов для Устъ-Джегутиской ГЭС, Толмачёвских ГЭС-2 ("Камчатскэнерго"), Верх-Сысертской ГЭС-1 (Свердл. обл.), Сергеевской ГЭС-1 и ряд других ГЭС, в которых используется возбудитель типа СМБВ.

Методики проектирования, программные комплексы и результаты экспериментальных исследований, изложенные в диссертации, были использованы при создании бесщёточных возбудительных устройств ЦГЖ1Б КЭМ, ОАО "Привод" (ЛТГЗ) и ОАО "Уралэлектротяжмаш", а также при курсовом и дипломном проектировании.

Основные положения диссертации, выносимые на защиту

1. Усовершенствованный численный метод удельных магнитных сопротивлений для ускоренных расчётов магнитного поля в области воздушного зазора совмещённых ВУ при двухсторонней зубчатости магнитопроводов произвольной структуры.

2. Математические модели ЯСМ с совмещёнными ВУ на основе МУМС для ускоренных расчётов магнитного поля в воздушном зазоре в установившихся режимах ЯСМ с учётом дискретной структуры обмоток, произвольных размерных соотношений и взаимного перемещения зубчатых сердечников и демпфирующего эффекта обмотки возбуждения ЯСМ.

3. Математическая модель магнитной цепи ЯСМ с несимметричной магнитной системой в осях d и q с учётом взаимного влияния потоков продольной и поперечной реакции якоря в насыщенной магнитной системе и наличие постоянных магнитов с шунтами из магнигомягкой стали.

4. Аналитические математические модели для расчёта установившихся электромагнитных процессов 4-хфазных мостовых преобразователей при попарной несимметрии питающих напряжений, а также при питании от симметричной 4-хфазной системы напряжений прямоугольной формы.

5. Аналитические модели и алгоритмы расчёта индукторной и асинхронной составляющих ЭДС и параметров совмещённых ВУ с учётом двухсторонней зубчатости, насыщения коронок зубцов, влияния гармонических составляющих МДС реакции якоря и явнополюсной конструкции возбуждаемой СМ.

6. Математические модели совмещённых ВУ с несимметричными полями возбуждения для ускоренных расчётов переходных и установившихся эксплуатационных режимов работы возбуждаемой СМ.

7. Основные вопросы теории в области нетрадиционно совмещённых ВУ с несимметричными полями возбуждения, отражающие особенности их работы с учётом взаимного влияния функциональных элементов ВУ и дополнительных эффектов, улучшающих технико-экономические показатели ВУ.

8. Результаты впервые выполненных исследований особенностей работы совмещённых ВУ с несимметричными полями возбуждения.

Апробация работы

Разработанные в диссертационной работе математические модели были оценены по результатам экспериментальных исследований физических моделей, опытных образцов и промышленных СВ синхронных двигателей и генераторов различного назначения. Относительная погрешность созданных алгоритмов и методик расчёта не превышает 5-10%. Результаты исследований и разработок, вошедших в диссертацию, докладывались, обсуждались и были опубликованы в материалах следующих конференций и семинаров: на VI Всесоюзной межвузовской конференции "Теория и методы расчёта нелинейных цепей и систем" (г.Ташкент, 1982), на 4-й Всесоюзной научно-технической конференции "Динамические режимы работы электрических машин" (г.Днепродзержинск, 1985), на V и VI Всесозных научно-технических конференциях "Динамические режимы работы электрических машин и электроприводов" (г.Каунас, 1988г., Бишкек; 1991г.), на Всесоюзном научно-техническом совещании "Вопросы проектирования, исследования и производства турбо-, гидрогенераторов и крупных электрических машин" (г.Ленинград, 1988г.), на Всесоюзной научно-технической конференции "Современные проблемы электромеханики" (г.Москва, 1989), на Всесоюзной научно-технической конференции "Ускорение социально-экономического развития Урала" (г.Свердловск, АН СССР, 1989), на Республиканской научно-технической конференции "Электромеханические преобразователи и машинно-вентильные системы" (г.Томск, 1991), на научно-технической (подотраслевой) конференции "Проблемы электромашиностроения" (г.Ленинград, ВНИИэлектромаш, 1991), на Международной научно-технической конференции "Современные проблемы нетрадиционной энергетики" (С-Петербург, 1994г.), на 1-й, 2-й и 3-й Международных конференциях по электромеханике и электротехнологии МКЭЭ-94 (1СЕЕ-94) (Суздаль), МКЭЭ-96 (1СЕЕ-96) (Крым), МКЭЭ-98 (1СЕЕ-98) (Москва-Клязьма), на Международной конференции "Электромеханика. Теория и практика" (г.Львов, 1996), на 3-й и 4-й Международных научно-технических конференциях "Нетрадиционные электромеханические и электрические системы" (3У11 ВТС ЦЕЕ8'97, Алушта, Крым, 1997 и 4Ш ЦЕЕ5'99, Санкт-Петербург, Россия, 1999г.), на юбилейной научной конференции "Отечественная электромеханика на пороге XXI века" (Москва, 1999г.), а также на межвузовских и отраслевых научно-технических конференциях и семинарах в Г.Г.Екатеринбурге, Томске, Ереване, Кутаиси, Перми, Новосибирске.

Публикации

Общее количество публикаций по теме диссертации - 92, включающие 2 брошюры, 81 статей и докладов, и 9 изобретений, положительных решений и патентов. Кроме того, результаты разработок изложены в 30 отчётах по НИР.

Объём работы

Диссертация содершп^^^страниц текста, вюпочает^^рисунков и /Гфотогра-фий, Д^таблиц и состоит из предисловия, введения, б глав, заключения, списка литературы, из^^наименований и /^/приложений на/^?^страницах.

Во введении выполнен анализ развития систем возбуждения СМ, рассмотрены вопросы синтеза структуры возбудительных устройств, показано, что для создания высоконадёжной, автономной и независимой системы возбуждения высшего уровня с одновременным сокращением материальных затрат наиболее рационально использовать нетрадиционно совмещённые БВУ с несимметричными полями возбуждения. Рассмотрено современное состояние теории таких устройств, сформулированы цель работы и решаемые задачи.

В первой главе обоснована необходимость разработки практического усовершенствованного метода для ускоренного численного расчёта магнитного поля в области воздушного зазора нетрадиционно совмещённых БВУ с несимметричными полями возбуждения с целью достаточно точного для практических расчётов определения высших гармоник в условиях двухсторонней зубчатости и насыщения. Рассмотрена сущность метода удельных магнитных сопротивлений и математическая модель на его основе для расчёта магнитного поля в области воздушного зазора ЯСМ с совмещенными ВУ. Дана оценка метода и определены границы его использования.

В соответствии с МУМС магнитное поле в активной зоне машины считаете гшоскопараллельным и представляется схемой замещения в виде распределённых удель ных сопротивлений (рис.1). Поле пазового и лобового рассеяния принимаются независи мыми от поля взаимоиндукции. Проводимости для полей рассеяния рассчитываются го существующим методикам и используются в сосредоточенной форме. Пренебрегаете влиянием потока рассеяния на насыщение зубцов якоря и поле взаимоиндукции возбуж даемой машины, в целом создающего размагничивающий эффект в зубцах. В первм приближении не учитываются влияние МДС якорных обмоток совмещённых ВУ на ре зультирукяцее магнитное поле и на насыщение магнитной цепи ЯСМ, криволинейный за зор заменяется на плоский (для многополюсных машин при р > 5 погрешность не превы шает 0,5%). При оговорённых допущениях потенциальное магнитное поле в области за зора описывается уравнением Лапласа для скалярного магнитного потенциала, решени которого в случае односторонней зубчатости известно и может быть выполнено различ ными методами.

Расчёт магнитного поля в зазоре при двухсторонней зубчатости магнитопровс дов произвольной структуры может быть выполнен на основе аппроксимации точног решения физической картины униполярного поля при односторонней зубча тости. В соот ветствии с методом результирующая картина распределения поля взаимоиндукции ЯСМ определяется в произвольной точке области зазора как результат деления МДС за зора на результирующее удельное магнитное сопротивление в этой точке.

В5(х) = ВДВД (1)

МДС зазора численно равна разности потенциалов магнитопроводов в заданно] геометрической координате. В пределах ширины зуба потенциалы магнитопроводов при нимаются неизменными и изменяющимися по ширине паза по линейному закону на ток: пазу. Расчёт радиальной составляющей индукции в области паза с током выполняется че рез удельную униполярную магнитную проводимость. Дана оценка такого подхода п методу конформных отображений.

Результирующее удельное магнитное сопротивление в рассматриваемой коор динате зазора определяется суммой частичных удельных магнитных сопротивленк (УМС), обусловленных наличием пазов якоря, пазов индуктора или межполюсного прс странства и удельного магнитного сопротивления зазора:

Рис.1. К описанию метода удельных магнитных сопротивлений

^(Х) = Я^О + Яп)(х) + Яп2(х) + 1^п(х). (2)

Частичные "УМС находятся в результате аппроксимации точного решения радиальной составляющей униполярного магнитного поля на поверхности гладкого магниго-провода в области паза противолежащего сердечника через удельную униполярную магнитную проводимость.

Наиболее удобной для инженерных расчётов является предложенная Шуйским В.П. аналитическая аппроксимация провала индукции эквивалентной косинусоидой с амплитудой относительного провала

(5 = (1 + и2 - 2иУ(2( 1 + и2)), (3)

где и = Ь„/25 + ^1+(Ьп/25)2 ,

оделенные значеши которого зависят от отношения пазового раскрытия к зазору ЬУб, и с относительной длиной волны провала

■К,, = ЪЖ = тЭДУЬп. (4)

где у = (ЗЬП75 = 4[(Ъ„/(26))агс{В(Ьп/(23)) - 1п + (ьп/(25))2 ]/«.

Зависимость относительного значения удельной проводимости зазора под пазом якоря, ось которого находится в координате х^ на расстоянии х' = х - х^ от текущей кординаты х, может быть определена выражением

Р,(х) = 1 - Р[1 + С05(27ПХ'/ЬП')]. (5)

Тогда снижение радиальной составляющей индукции под пазом эквиваленгиру-ется увеличением удельного магнитного сопротивления зазора в пределах ширины зоны провала

- Ьп'/2 < х' < -ь Ьп'/2 (6)

на величину удельного магнитного сопротивления паза

^,(х) = 5(х)[1-р1(х)]/л/Р1(х). (7)

В области зазора за пределами ширины зоны провалов индукции (6) частичные удельные сопротивления пазов Ь^х) = 0, а удельное сопротивление зазора определено величиной воздушного зазора "в свету" 5(х) в координате х: 1^0 = 5(х)/ро-

Аналогично определяются частичные удельные магнитные сопротивления пазов индуктора И^Сх) и межполюсных окон Кш(х). В соответствии с принятым подходом УМС пазов и межполюсного пространства не зависят от взаимного положения зубчатых сердечников и определены только собственной геометрией при односторонней зубчатости. Расчёт частичных УМС выполняется при подготовке задачи один раз для заданных размерных соотношений пазов или межполюсных окон на основе численного расчёта /дельной униполярной проводимости при односторонней зубчатости МКЭ или аналитически.

На основе МУМС разработана математическая модель для расчёта магнитного толя в зоне воздушного зазора ЯСМ с учётом дискретной структуры обмоток, произвольного соотношения размеров зубцовых зон и взаимного перемещения зубчатых сердечников. Предполагается, что независимо от насыщения поверхности ферромагнитных участков, граничащие с воздушными промежутками электрической машины, являются поверхностями скалярного магнитного потенциала. При этом потенциалы коронок зубцов зависят от падения магнитного потенциала на ферромагнитных участках. Предполагается, что эазность магнитных потенциалов зубчатых поверхностей в области воздушного зазора ?(х) известна в результате решения схемы замещения магнитной цепи, например, методом зубцовых контуров, и определена как часть пространственно распределённой резуль-

тирующей МДС Ре(х) обмоток электрической машины по рассчитагаюму коэффициен МДС зазора Крв(х):

Р6(х) = РЕ(х)/КР6(х). (8;

Тогда, результирующая картина распределения шля взаимоиндукции В6(х) в явнополю ной ашхронной машине может быть определена по (1). Для описания распределения р зультирующего удельного магнитного сопротивления воздушного зазора при з данном положении зубчатых поверхностей магнитной системы введены: импульсная функция

ри1(х, V) = т|(х + \у/2) - т](х - (9)

где: w - ширина импульса;

т] - единичная ступенчатая функция Хевисайда, которая равна нулю, когда её арг мент меньше 0, и принимает значение единицы, если аргумент равен или больше нуля, и функция, значения которой периодически повторяет свой аргумент,

рег(Тп + х, Т) = х, (10)

где: Т - период повторяемости; п - число полных периодов изменения данной функции.

При смещении оси первого паза якоря отаосительно начала координат на вел: чину х'п] выражение УМС пазов якоря будет иметь вид:

РЯп1(х - хп1) = (8(х)/й,Х1/Рп1(х) - 1)ри1(х - хпЬ Ъ'п1), (11)

Яя1(х) = рЯ„1(рег(х, - х'щ). Удельные магнитные сопротивления пазов индуктора можно представи следующими зависимостями:

для одного паза в координате х'п2

рКпзСх - х'й) = (5(х)/роХ1/рп2(х) - 1)ри1(х - х'й, Ь'п2); (12)

для нескольких пазов в пределах одного полюсного деления

Ь'й(х) = р1?-и2(рег(х, 12) - Х'п2)ри1(х - .т/2, Ьш); (13)

в пределах заданного числа полюсных делений

= рН'п2(рег(х, т) - т/2). (14)

Используя импульсную функцию, опишем удельное магнитное сопротивление межполюсного окна в зоне начала координат:

рЛ^х) = (5/цо)( 1фш(х) -1 )ри1(х, Ъ'ш), (15)

где: Ь'мп«(1 - а)т - расчётная ширина провала индукции при униполярном потоке

в зоне межполюсного окна. Распространим это описание на индуктор в целом с помощью функции рег(х, Т) при периоде Т, равном полюсному делению т

ЯмпО) = рКмл(рег(х, т)). (16)

Указанные выше функции использованы для математического описания пр( странственно распределённых МДС обмоток ЯСМ. В основе модели лежит представл кие МДС катушки с произвольным шагом в виде волны трапецеидальной формы с нера номерным распределением МДС на участках зазора, охваченньгх и не охваченных катуи кой:

Р|(х) = ¡шРп(х)т1(х - Хпн + Ь„,/2) - ¡гаР„(х)11(х - х„а + Ьщ/2) - ыук/2х. (17) Оценка метода удельных магнитных сопротивлений (МУМС) была выполне! на примере расчёта электромагнитного поля в явнополюсном компрессорном двигате; СДК2-16-44-10 КУХЛ4, выпускаемом акционерным обществом "Привод", г.Лысьва. Ра чёт поля двигателя проводился для половины зубцового деления при разных значешк воздушного зазора двумя методами: МУМС и МКЭ. Зубцовый шаг индуктора был приш кратным зубцовому шагу якоря

Рис.2. Зависимость амплитуды пульсаций АФ потокосцепления, его максимального Фг и минимального Фп значений контура обмотки совмещённого ВУ. индукторного чина. -МКЭ;.....МУМС.

2tj = tb (18) а зазор - равномерным в пределах половины зубцового деления.

На основе экспериментальных исследований и гармонического анализа формы кривой потокосцеплений подтверждена возможность расчёта ЭДС совмещённого ВУ индукторного типа по разности потоков зубца Ф3 и паза Фп якоря при двух положениях зубца индуктора и контура обмотки ВУ: против зубца и против паза якоря. Выполнены расчёты магнитного поля в области воздушного зазора с использованием МКЭ и МУМС, для геометрических соотношений, харак- Ф(1Л6) терных ЯСМ общепромышленного исполнения. Расхождение не превышает 23% (рис.2). Однако с ростом зазора значения указанных потоков сближаются и погрешность при определении амплитуды изменения потокосцеплений витка индукторной обмотки растёт. При Ьп1/5 > 4 * 6, обеспечивающих гарантированный уровень мощности ВУ индукторного вша, погрешность МУМС в определении основной индукторной составляющей магнитного'поля по сравнению с МКЭ не превышает 9%.

В работе показана и экспериментально подтверждена возможность расчёта зубцовой составляющей магнитного поля и ЭДС ВУ индукторного типа при односторонней зубчатости по

МУМС при использовании аналитической аппроксимации провала индукции под пазом, предложенной Шуйским В.П., а также при использовании данных расчёта МКЭ, с погрешностями, не превышающими 3-5%. Влияние зубчатости индуктора может быть учтено через изменение амплитуды пульсаций магнитного потока введением коэффициента индукторной ЭДС при двухсторонней зубчатости:

КЕ2 = ДФС>/ДФ(1), (19)

где АФт и ДФ(1) - амплитуды пульсаций магнитного потока, сцеплённого с |,И1 контуром индукторной обмотки, При двухсторонней и односторонней зубчатости соответственно, найденных при сохранении средней индукции на зубцо-вом делении.

Выполнены исследования зависимости коэффициента КЕ2 от геометрических соотношений зоны воздушного зазора. Показано, что при характерных для совмещённых ВУ соотношений (Ьп1/5 > 4 * б и t2 = 0,5t,) KEj незначительно отличается от единицы

(рис.3). Влияние зубчатости индуктора В Рис-3- Зависимость коэффициента КЕз этом случае учитывается через коэффи- двигателя СДК2-16-44 КУХЛ4

циент Картера. <1> = 32.4 мм. .,-<>,*„ ЬпЛ - 0,5,

F F цcm = «>):_МКЭ,—МУМС

Расхождение результатов расчёта КЕ2 по МУМС и МКЭ для реально используе мых соотношений ЬП]Л2 = 0,2 -г 0,5 не превышает 2-3%.

Разработан приближённый метод учёта насыщения коронок зубцов. Показано что характер распределения радиальной составляющей индукции магнитного поля прак тачески не зависит от насыщения. При пренебрежении потоком, проходящим через паз ] радиальном направлении (рис.4в), в соответствии с графом магнитной цепи (рис. 5а) схе ма замещения при односторонней зубчатости на зубцовом делении якоря имеет вид, при ведённый на рис.5б, а расчёт поля может быть выполнен с учётом насыщения зубцов н; основе МУМС. В данном случае функция результирующего удельного магнитного со противления дополнительно к (2) включает функцию удельного магнитного сопротивле ния коронок зубцов:

йыСх) = рИы(рег(х, I,) - х2,), (20)

где: рКы(рег(х - х^) = К1з1ри1(х - х2|, Ь2,);

Р-кг! = Ьы/Цкг! - удельное магнитное сопротивление коронок зубцов якоря; йи1 - абсолютная магнитная проницаемость стали коронок зубцов в рассматриваемом режиме работы; Ьгх - ширина зубца якоря в среднем сечении коронок зубцов; х2, - координата оси ближайшего к началу координат зубца якоря.

Аналогичным образом учтено насыщение зубцов индуктора. Насыщение ел зубцов приводит к дополнительному снижению потока под зубцом якоря и перераспреде лено Ф( потока на зубцового деления 1! между зубцом и пазом якоря. В результате ампли туда пульсаций потока при двухсторонней зубчатости уменьшается при насыщении ] большей степени по сравнению с односторонней зубчатостью. На рис.6 приведена зави симостъ относительного значения амплитуды пульсаций потокосцепления контура об мотки ВУ индукторного типа ДФ/Ф(. Расхождение результатов расчёта двумя методами: пределах рекомендуемых при проектировании расчётных значений индукции в воздуш ном зазопе не превышает 5%.

I 1!

I

1

Рис.5. Граф и схема замещения расчётной зоны зубцового деления при насыщении зубцов якоря.

1ШШШ11

а) б)

Рис.4. Распределение силовых линий поля на зубцовом делении с учётом насыщения (ЬпА = 0,5, Ьп2 = 0,512, Ь = 0,51,): а) В5ч> = 0,8 Тл; б) В5ср = 1 Тл, в) В^ = 1,5 Тл.

Показана возможность непосредственного расчёта в модели по МУМС таки; характеристик поля как коэффициента формы полей возбуждения и составляющих реак ции якоря, коэффициентов полюсной дуги и воздушного зазора. Приведено сопоставле^ ние расчётных зависимостей с рассчитанными по традиционному подходу. Отклоненю сравниваемых зависимостей при рекомендуемых в практике проектирования предела)

геометрических соотношениях зоны воздушного зазора с рассчитанными по традиционному не превышают 3-5%.

Выполнена оценка метода по результатам экспериментальных исследований индукторной составляющей магнитного поля, пульсаций магнитного потока и индукторной ЭДС: на физической модели, изготовленной на основе машины постоянного тока ПН-205; на опытном синхронном двигателе с совмещённым ИВ БСДКМИ-15-21-12, разработанном на базе серийного двигателя Сафоновского электромеханического завода. Погрешность в результатах расчёта с использованием МУМС не превышает 10%. В конце главы сформулированы выводы.

Во второй главе рассмотрены физические условия работы и вопросы моделирования магнитного поля в области воздушного зазора и установившихся электромагнитных процессов совмещённых В У с несимметричными полями возбуждения.

Рассмотрено устройство и основные функциональные особенности СМБВ (рис.7), обоснованы основные конструкторские и технологические решения, описаны механизмы взаимодействия элементов машинно-вентильной системы. СМБВ совмещает в своей магнитной цепи 2 синхронных возбудителя с комбинированным (2р№ полюсов) и электромагнитным (2р -2р^ полюсов) возбуждением, асинхронный (АПВ) и индукторный (ИПВ) подвозбудители с совмещённой якорной обмоткой (ЯОПВ), размещённой в полюсах электромагнитного возбуждения (ЭМВ), датчик тока ротора (ОДГ) и обмотку питания (ОИП) системы управления (СУ), размещённые в полюсах комбинированного возбуждения (КВ). Постоянные магниты обеспечивают начальное возбуждение и работу автоматического регулятора возбуждения (АРВ).

Рис.6. Зависимость амплитуды пульсаций потокосцепления контура ИВ от среднего значения индухции в воздушном зазоре^, = 32,4,= 0,5^, Ь! = 0,5 1|, Ь2 = 0,5Ь): а) при односторонней н б) при двухсторонней зубчатости. _МКЭ,-----МУМС.

Наличие ПМ в части полюсов (в промышленных образцах СМБВ 2рК5 = 2) приводит к параметрической несимметрии и к неравномерному распределению поля внутри магнитной системы. При пренебрежении падением магнитного потенциала в спинках якоря и индуктора магнитная система полюсов с комбинированным возбуждением не создаёт потоков, замыкающихся через полюса с электромагнитным возбуждением. В первом приближении СМБВ можно рассматривать как два последовательно включённых и практически независимых друг от друга синхронных возбудителя с комбинированным и электромагнитным возбуждением, что целесообразно на этапе синтеза новых конструктивных исполнений СМБВ при формировании структуры ВУ.

Однако магнитное сопротивление спинки индуктора и якоря составляют существенную долю (5 и более %) в результирующих сопротивлениях потокам полюсов ЭМВ

и КВ при ненасыщенной магнитной системе и достигают значительных величин в услс виях глубокого насыщения в режиме форсировки. По определённым участкам ярем прс ходят потоки полюсов как электромагнитного, так и комбинированного возбуждения. ] этих условиях расчёт синхронных возбудителей ЭМВ и КВ требуется выполнять с учёто; их взаимного влияния. В связи с этим разработана Полномасштабная модель СМБВ в ося dиq, реализующая первый этап расчёта ВУ. В основе модели лежит расчёт нелинейной несимметричной магнитной системы ВУ на 2р/2рыз полюсов.

Рис.7. Конструктивная и функциональная схемы совмещённого многофункционального бесщёточвдго возбудителя.

Сформулированы основные допущения модели. Зубчатые якорь и индуктор уч тены эквивалентным увеличением воздушного зазора и заменены эквивалентными гла; кими структурами с равномерными радиальными слоями малой толщины, характерней-ки намагничивания которых тождественны характеристикам реальных зубчатых струи тур, рассчитанных на одно зубцов ое деление. Якорная обмотеа (ЯО) заменена двумя кои турами в осях с1 и q, создающими МДС реакции якоря по продольной и поперечной ося; прямоугольной формы. Выполнена оценка такого представления по сравнению с трада ционным вариантом, в котором составляющие МДС в осях (3 и я представлены синусои дально распределённой в зазоре функцией. Оценка проведена для промышленного обра; ца СМБВ по МУМС, за базу сравнения приняты результаты расчёта при непосредствен ном учёте двухсторонней зубчатости магнитной системы и реальном дискретном распре делении катушек фаз.

Анализ показал, что прямоугольное пространственное распределение МД< 4-хфазной, сосредоточенной, имеющей полный шаг ОЯ в осях й и ц даёт меньшую пс грешность при определении первой гармоники результирующего поля по сравнению традиционным подходом и упрощает задачу расчёта результирующего поля.

При прямоугольной форме составляющих результирующей МДС реакции якор производится сверстка эквивалентных гладких зубцовых слоев якоря и индуктора, а так же равномерного зазора к сосредоточенным проводимостям при их разделении на дв равные части под сбегающим и набегающим краями полюсов. При этом предполагает« что поле взаимоиндукции сосредоточено в пределах расчётной полюсной дуги. Указан ный подход позволил естественным образом учесть влияние поперечной реакции якоря ] получить простые по конфигурации схемы замещения, по сути являющиеся аналогово; моделью магнитной цепи возбудителя. В результате магнитная цепь, участки которой эк вивалентированы 4-хлучевой "звездой" из сосредоточенных сопротивлений, в предела

полюсного деления может быть представлена фрагментом укрупнённой сеточной модели приведённым на рис.8.

Магнитные проводимости сеточной модели, величиной потоков в которых мож но пренебречь, изображены тонкими линиями. Приведен механизм формирования маг нитных проводимостей участков. Рассмотрены особенности моделирования МДС мате матической модели.

В качестве метода расчёта сеточной модели был выбран легко формализуемы] метод узловых потенциалов (МУП). Порядок системы уравнений, описывающих магнш ное состояние СМЕВ, равен т = 10*2р. Полная система уравнений схемы замещения маг нитной цепи СМБВ может быть записана в следующем виде:

(21)

где:

} =

Л )2

Уш

• вектор потенциалов узлов; 3 =

■ вектор источников потока;

6 - квадратная матрица узловых проводимостей схемы размерностью т*т.

Нумерация узлов сетки осуществляется по столбцам (рис. 8), что дает более узкую и разреженную матрицу 6 коэффициентов при неизвестных. ^ В основе расчёта нелинейной малштной системы, эквивалентировакной замкнутой пятипо-лосовой схемой замещения, лежит разработанный на кафедре электрических машин УГТУ А.А. Пульниковым метод расчёта нелинейных магнитных систем. Согласно этому методу, расчёт нелинейной системы следует проводить в два этапа, посредством выполнения двух, вложенных один в другой, циклов. Во время реализации "внешнего" цикла происходит решение системы уравнений, составленных для данной сетки по МУП в квазиу-становившемся состоянии. Решение может осуществляться методом Гаусса. Выход из "внешнего" цикла осуществляется при условии, когда максимальная среди элементов невязка магнитной про-шщаемосш относительно предыдущей итерации становится меньше заданной точности. Внутри "внешнего" цикла для каждого элемента выполняется свой "внутренний" цикл, в ходе реализации которого модифицированным методом Ньютона решается нелинейная задача и уточняется магнитная проницаемость данного участка по текущему значению индукции.

Математическая модель магиитной цепи используется как базовая модель для расчётов и анализа электромагнитных процессов при нагрузке СМБВ, который по суги является вентильным генератором постоянного тока. Реализовано совместное решение электромагнитных процессов в возбудителе и полупроводниковом преобразователе с использованием диаграммы Потье и коэффициентов преобразования тока и напряжения

Рис.9, ' фрагмент укрупнённой сеточной модели магнитной цепи полюса комбинированного возбуждения.

выпрямителя. На каждой итерации "внешнего" цикла происходит уточнение состояния магнитной цепи и корректировка по диаграмме Потье величин источников МДС.

Для построения диаграммы Потье расчёт основных гармоник поля и ЭДС, определение параметров возбудителя выполнено с использованием приближённых аналитических выражений коэффициента формы составляющих результирующего поля и потоков ВУ, найденных в предположении прямоугольной формы кривой индукции в зазоре через расчётное значение полюсной душ. При необходимости расчётная полюсная дуга и коэффициенты формы составляющих результирующего поля в конце итерационного цикла могут быть уточнены по МУМС. В предложенной модели в осях ё и ц МДС продольной реакции якоря и МДС обмотки возбуждения имеют одинаковое пространственное распределение и эквивалентны друг другу в отношении создания основной гармоники поля в зазоре ВУ, в связи с этим не требуется их приведение. После достижения заданной точности расчетов окончательно определяются потоки, индукции, ЭДС и параметры возбудителя. В работе приведены расчётные формулы для ЭДС и параметров через найденные значения потоков на участках схемы замещения.

К ВУ, работающему на обмотку возбуждения СМ через полупроводниковый преобразователь, не предъявляется специальных требований по обеспечению синусоидальной формы напряжений и токов. В связи с этим для лучшего использования электромагнитного ядра и с целью формирования необходимой величины гармонических составляющих поля в воздушном зазоре, используемых в качестве рабочих полей ИПВ и АПВ, воздушный зазор СМБВ выполняется равномерным, а якорная обмотка - сосредоточенной с диаметральным шагом (у = т, я = 1) и с числом фаз ш = 4. (В указанных условиях обеспечивается более сильная индукторная составляющая результирующего поля для ИПВ и появляется возможность использования для АПВ наиболее сильной высшей гармоники поля якоря V = 3). Поэтому в рамках принятой модели магнитной цепи в осях <11^ ЭДС взаимоиндукции по форме повторяет во времени пространственную ступенчато-прямоугольную форму поля взаимоиндукции (рис.9).

Составляющие ЭДС, пропорциональные потокам взаимоиндукции полюсов комбинированного и электромагнитного возбуждения под сбегающими (Ф'б« Ф«с) и набегающими (Ф'5К) Ф5н) краями полюсов:

Е8о = 2СЕЫФ'ас+ £ ф6с;]; Е5Н = 2СЕ4[Ф'бк +

¡=2 ¡=2 где: Се = 4а5Ыррк5/ав; ав - число параллельных ветвей обмотки якоря;

аз - расчётный коэффициент полюсного перекрытия СМБВ;

\УС = Wя/2p - число эффекпсвных проводников в одном слое паза якоря.

Выполнено аналитическое исследование установившихся электромагнитных процессов неуправляемого 4-хфазного мостового преобразователя для ступенчато- прямоугольной формы ЭДС при следующих допущениях: выпрямленный ток абсолютно сглажен, вентили идеальные, падение напряжения на вентилях и активное сопротивление фазы не влияют на угол коммутации. Показано, что угол коммутации практически не зависит от величины активного сопротивления, уменьшение угла при Е^ = 0 составляет не эолее 3%, отклонение выпрямленного напряжения не более 2%. Получено выражение внешней характеристики 4-х фазного мостового преобразователя

иг = (4/тс)Ета[гс/2 + Деч(т:/2 - 2а,)] - (4/тс)Ха1г. (23)

1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 0.0 -0.2

Рис.9.

Р I

Фа

(22)

где: ЕтЛ - амплитуда ЭДС от результирующего потока по оси <1;

Деч = Ещ/Етл - относительное значение амплитуды ЭДС от результирующего

потока по оси я; КгГ - коэффициент учёта активного сопротивления; 1Г - выпрямленный ток; Ди„ - падение напряжения на вентиле.

Показано, что для т = 4 и числе обмотанных пазов на полюс и фазу = 0,5. р< зультирующее сопротивление контура коммутации не изменяется и определяется соот ношением

' х^Сх'а + х,)/!.

(24)

с , L.A

N

\гр„

еГ4^

оо к/г чл э*/8 я/з

Рис.10. Коэффициенты преобразования фазных значений и коэффициента мощности 4-хфазного моего- Рис.П. Коэффициенты преобразования вого преобразователя при пря- действующего значения фазного моугольной форме ЭДС напряжения и первой гармоники (« = я/8: Де, = 0). питающей ЭДС (а = л/8; Де, = 0). Дана оценка различных подходов расчёта установившихся режимов совместно работы СБ и вращающегося преобразователя, связанных с выбором формы ЭДС и велг чины индуктивного сопротивления коммутации ха. Предложена физически оправданш картина работы преобразователя при его питании от СМБВ и получены наиболее аде! ватные результаты при работе преобразователя от продольной результирующей ЭДС о( мотки якоря СМБВ прямоугольной формы при эквивалентном коммутационном сопр< тивлении

ха = Хпя +- 0,5(x'ad + Хц). (25)

где: Хпл - индуктивное сопротивление пазового и лобового рассеяния.

Рассмотрены особенности работы преобразователя при прямоугольной форм ЭДС. Исследованы режимы работы, выделены участки I режима работы, определены аи литические выражения для токов и напряжений фаз на всех участках I и П режима, выв! дены формулы для расчёта коэффициентов преобразования тока, напряжения и ЭДС дг первых гармоник и действующих значений, определены коэффициенты мощност (рис.10). Получены выражения указанных выше электромагнитных параметров и внец ней характеристики с учётом активного сопротивления фаз в результате точного анал! ттеского решения электромагнитных процессов (рис. 11 и рис.12).

Полученные коэффициенты используются при совместном решении установи шихся электромагнитных процессов в возбудителе и в преобразователе. В результате ра< чёта определяются значения МДС и тока обмотки возбуждения, величина основной га] моники фазного тока и МДС обмотки якоря и угол \|/, определяющий фазовый сдвиг TOf якоря по отношению к ЭДС обмотки якоря. Проведена оценка модели в осях d и q по pi зультатам испытаний промышленных образцов. На рис.13 приведена область расчёта

'чётом технологических отклонений зазора. Для большей части диапазона изменения то-:а возбуждения экспериментальная зависимость лежит в области расчёта. Для ВБ-99/9-22 «ксимальное отклонение составило порядка 8%. Для расчёта пространственного распре-(еления поля по данным расчёта магнитной цепи находится коэффициент МДС зазора, ;ак отношение результирующей МДС СМБВ в текущей точке с координатой X; к МДС за-ора в этой же точке.

\

\ с.-0 .0.1 ,0.2

к /

О «/8 ж/4 3«/! «Я

12 1ьА

Рис.12. Внешние характеристики 4-х

фазного мостового преобразователя с учётом активного сопротивления (а = п/8; Де, = 0).

Рис.13. Зависимость выпрямленного напряжения возбудителя в режиме холостого хода от тока возбуждения для ВБМ-59/7-10.

МДС, приходящаяся на зазор, рассчитывается для каждого края каждого i-того юлюса по рассчитанным значениям магнитного потока. Под сбегающей и набегающей :астью полюсных наконечников коэффициент МДС зазора считается постоянным. В ромежупсе между этими зонами (в пределах среднего зуба полюсных наконечников) он читается изменяющимся по линейному закону. В межполюсном пространстве коэффициент МДС также находится линейной интерполяцией известных значений. В результате пределяется зависимость коэффициента МДС зазора KFS(x) как функция геометрической оординаты.

Предполагая зависимость коэффициента МДС зазора Кр5 = f(x) неизменной в становившемся режиме работы СМБВ, результирующую картину поля можно получить соответствии с математической моделью по МУМС как совокупность значений ради-льной составляющей индукции в Произвольных точках X; области зазора, найденных ри делении результирующей МДС зазора F5(x;) = F£(Xi)/KK(Xi) на результирующее дельное магнитное сопротивление RE(x) в этих точках:

B5(xi) = F!:(xi)/Ri;(xi)/KF6(xi). (26)

[ри принятом допущении выражение (26) справедливо для расчёта пространственного аспределения радиальной составляющей индукции магнитного поля в области воздуш-:ого зазора доя любого момента времени установившегося режима работы СМБВ при роизвольном взаимном положении зубчатых сердечников якоря и индуктора. Величина z(Xi) в выражении (26) равна сумме МДС обмотки возбуждения FB(x) и обмотки якоря а(х), представляющие собой пространственные волны трапецеидальной формы.

Зависимости результирующего удельного магнитного сопротивления области азора определяются доя каждого момента времени (для каждого положения якоря отно-

сительно индуктора) как сумма пространственных функций удельных магнитных со противлений зазора Я5, пазов якоря Я„|(х) и индуктора Кп2(х), межполюсных окон Я^х и коронок зубцов И^Сх). При перемещении якоря происходит деформация зависимосп результирующего удельного магнитного сопротивления области воздушного зазора.

На основе сформированных векторов результирующих МДС обмоток СМБВ Б;; коэффициента МДС зазора К?5 и удельного магнитного сопротивления Я;; формируете: вектор радиальной составляющей индукции магнитного поля в области воздушного зазо ра В5

= (27)

В ЯСМ в результате изменения результирующей проводимости зазора под по люсным наконечником и деформации результирующей кривой МДС якоря при его пере мещении возникают продольные пульсации результирующего магнитного поля. Поэтом; п обмотке возбуждения и массивном ярме индуктора создаются токи, демпфируют® продольные пульсации магнитного поля. Предполагая обмотку возбуждения сверхлрово' дящей, выполним расчёт поля в области зазора по МУМС в два этапа. На первом этап« выполняется расчёт результирующего продольного потока в зазоре для каждого положе ния якоря (т.е. для каждого момента времени) при отсутствии демпфирующего эффект; (ДЭ) по описанному выше алгоритму:

N

ФмС0= Е В5;Дх15, (28)

¡=1

где Дх = т/п - шаг расчёта.

В результате расчёта Фм(0 за период изменения тока якоря определяется среднее значение продольного потока Ф^ср-

С учётом принятых допущений переменная составляющая результирующего потока

ДФмГО = ФыГО - Фи* (29)

полностью компенсируется в ОВ и вытесняется на пути рассеяния индуктора с коэффициентом ослабления

Кги = 4Хй/(Яв + 4М^ч), (30) .

где: Я5 = (ОоЬЬ^бКг) - проводимость зазора под полюсом (на один полюс);

- проводимость по путям потока рассеяния между соседними полюсами. Тогда, предполагая задачу в области зазора линейной, с учётом (28) и (30) результирующий поток на полюсном делении уменьшается за счёт демпфирующего эффекта ОВ и спинки индуктора на величину

ДФм(0=(1-Км)ДФм(Ц. (31)

По данному значению (31) формируется вектор значений индукции ДВг при данном положении якоря (т.е. для момента времени 0 для каждой геометрической координаты X; в пределах рассматриваемого полюсного деления СМБВ:

ДВ^х,) = ДФ'мОаду^Х;, I), (32)

где: К5({) = I А-вСО - результирующее магнитное сопротивление полюсного

N

деления для потока ФмЮ; Х^) = £ ОЛ^Х;, 0; ■

¡=1

^(х^, I) - результирующее удельное магнитное сопротивление зоны воздушного зазора в координате X; при положении якоря в момент времени I.

Значение индукции в области воздушного зазора в координате х< определяется с /чётом ДЭ продольных пульсаций по выражению

В'ь(х,) = Вг(х1)-АВг(х1). (33)

Тл В»

0.8 О.б -0.4

0.2

0.0 0.00

0.15 м

0.15 м

' 1.2

1.0

а) б)

Рис.14. Зависимость радиальной составляющей индукции в зазоре СМБВ типа ВБМ-59/7-10.

На основе предложенного алгоритма было рассчитано электромагнитное поле с томощыо МУМС при различных нагрузках и взаимных положениях зубчатых массивов три номинальной нагрузке якорной обмотки.

На рис.14 приведены результаты эасчёта поля с использованием аппрокси-нации численного решения поля при одно-яоронней зубчатости МКЭ с учётом и без /чёта ДЭ обмотки возбуждения для двух положений: а) центральный зуб индуктора находится против паза якоря, б) центральный зуб индуктора - против зуба якоря. Цля возбудителя ВБМ-59/7-10 амплитуда нульсаций уменьшилась за счёт ДЭ с ±5,1% ;о ±0,8%. Как показал анализ, демпфирующее воздействие обмотки возбуждения ! целом приводит к уменьшению амплитуда пульсации потока в продольной оси, эднако в режиме нагрузки, характеризую-цемся резким изменением формы результирующего поля при перемещении якоря, при-юдит к дополнительным пульсациям амп-

0.8 ->

0.6 -

0.4

0.2

0.0

| ;

; ;

| ;

N. : ;

эксперимент

85 ®,ми

Рис.15. Расчётные и экспериментальные зависимости индукторной ЭДС измерительного витка физической модели.

штуд основной и высших гармонических составляющих результирующего поля. Сравнение расчётных значений, полученных с использованием разработанного программного сомплекса по МУМС, и данных измерений индукторной ЭДС на физической модели, вы-юлненной на базе ПН-205, дали удовлетворительные результаты (рис. 15).

Разработана математическая модель для расчёта магнитного поля в области неравномерного зазора ЯСМ с совмещённым ИВ. ИВ является индукторным генератором, жорная обмотка (ИО) которого размещена на поверхности полюсного наконечника в

шлицевой зоне демпферной обмотки (ДО) (рие.16). Несимметрия магнитной цепи К обусловлена разной величиной зазора на полюсных делениях ИВ в пределах полюсног наконечника и конструктивным совмещением с ДО. Расчёт поля в зазоре выполняется

два этапа.

На первом этапе осуществляется расчёт установившегося режима ЯСМ моде филированным МПЗК. В результате расчета определяются значения МДС возбужден® МДС обмотки якоря и её составляющие по осям d и q, а также МДС зазора в функци геометрической координаты.

На втором этапе осуществляется расчёт магнитного поля по МУМС дл неравномерного зазора:

8(х) = 5т - рД5(рег(х - т/2, т). (34)

Здесь

рД5(х) = pul(x,broi)(Vr2-x2 -R + AS),

(35)

где: AS = 5nl - 8;

R = (Д62 + Ьгш2/4)/(2Д8) - радиус преобразованной дуги полюсного наконечника.

Рис. 16. Принципиальная схема (а) и конструктивное исполнение (б) БСВ с совмещённым ИВ.

Предварительно рассчитывается картина поля при односторонней зубчатосп для заданных размеров пазов якоря и индуктора по МКЭ для нескольких значений зазора (от 2 до 4 в пределах б до 5га) и формируется вектор удельной униполярной проводимосп для указанных значений зазора. Униполярная проводимость межполюсного пространств; рассчитывается для 8т. Искомое значение удельной униполярной проводимости в произ вольной координате определяется с помощью линейной интерполяции.

На рис.17 приведено сравнение результатов расчёта поля для двигателя СДК2 16^44 КУХЛ4 по МУМС с данными расчёта по МПЗК и МКЭ в области воздушного зазо^ ра. Отклонения в определении амплитуды провала индукции не превышают 5%.

В конце главы сформулированы основные выводы.

В третьей главе рассмотрены физические условия и особенности работы ВУ, змещённых с возбуждаемой машиной, разработаны аналитические математические моли и алгоритмы расчёта индукторной и асинхронной составляющей ЭДС и параметров вмещённых ВУ с учётом двухсторонней зубчатости, насыщения коронок зубцов, влияя гармонических составляющих МДС реакции якоря и явнополюсной конструкции збуждаемой СМ, исследовано влияние реакции якоря возбуждаемой ЯСМ на условия зоты полупроводниковых преобразователей, разработаны аналитические модели для ;чёта установившихся режимов 4-хфазных мостовых преобразователей при несиммет-и синусоидальных по форме питающих напряжений.

Рис. 17. Распределение радиальной составляющей индукции

в воздушном зазоре: 1 - МПЗК с использованием МКЭ в области зазора; 2 - МУМС.

В соответствии со стратегией разработки ВУ высшего уровня СМБВ имеют в гм составе два совмещённых ПВ: ИПВ, выполняющий роль ПВ параллельной струк-ы, рабочим полем которого является основная' зубцовая составляющая результирую-•о поля возбуждаемого СВ, и АПВ, выполняющий роль ПВ последовательной струк-ы, рабочим полем которого является третья и парная ей пятая гармоники поля реакции ж Для исключения возможного отрицательного влияния угла нагрузки возбудителя в заботанных промышленных образцах СМБВ обеспечено отношение частот индуктор-и асинхронной составляющих ЭДС совмещённых ПВ, равное двум, введением в яко-эальшпазов (ФП, рис.7):

f,/f. = 2.

Размещение якорной обмотки ПВ в активной зоне возбудителя в пазах на по-сности индуктора и полная взаимоиндуктивная связь её с указанными гармонически-

\ составляющими поля возбуждаемой машины обуславливают взаимное влияние совещенных электромеханических преобразователей.

Основное воздействие при совмещении оказывают процессы в возбуждаемом изменения тока якоря и возбуждения приводят к деформации результирующего поля, [ияя на работу ИПВ и АПВ. Степень и характер несимметрии определяется структурой вмещённой якорной обмотки ПВ. ПВ оказывают влияние на работу ВС главным.обра-м опосредованно через обмотку возбуждения, а также в результате введения зубцовой руктуры в полюсный наконечник, изменяющей условия насыщения и гармонический став магнитного поля. Непосредственное влияние совмещённого ПВ на работу ВС и новную гармонику поля в результате взаимоиндукции по высшим гармоникам резуль-[рующего поля незначительно (менее 1%) из-за относительно малой мощности ПВ (< 7 10% мощности ВС), относительно большого воздушного зазора и высокой частоты ра->чих гармоник ПВ. Данное обстоятельство определило простую схему замещения ПВ ис. 18), в которой ЭДС холостого хода зависит от множества внешних факторов ЕфПв = В5, ЬП|/6, ЬП|Л|, Ьп2Л2, ^Л,, а, Р„ч, Кц, Ркг и др.) и не зависят от реакции якоря самого под-йбудителя, а индуктивность фазы ПВ Ьфпв включает взаимоиндуктивность Ь^в и ин-ктивность рассеяния Ьспв- Пренебрегается влиянием высших и низших гармонических, личающихся по частоте от асинхронной- , . с

индукторной составляющих. Работа пре-

¡разователя рассматривается от синусои- 0—(^)— —1 (—

льных по форме ЭДС двух частот. При нтезе структуры совмещённой ЯОПВ Рис. 18. Схема замещения совмещённого ПВ. йствие асинхронной Етз и индукторной Е„„, составляющих ЭДС ПВ при работе на пре-разователь рассматривается независимо друг от друга. В поверочных электромагнитах расчётах учитывается дополнителымй эффект компаундирования от взаимодейст-:я ЭДС двух частот, проявляющийся при соотношении максимальных значений асин-юнной и индукторной составляющих ЭДС в пределах

А = Еш1/Ет„ = 0,6+1,4. (36)

При условии (36) выпрямленное напряжение и наибольшее значение мощности 3 зависит от обеих составляющих:

Рйш = КрпКпвЕфп, ГК-фпв, (37)

е: Еф,п - амплитуда преобладающей из составляющих ЭДС ПВ;

Хфпв = Хп,пв + ХсПв - индуктивное сопротивление фазы совмещённой ЯОПВ

на частоте преобладающей по амплитуде ЭДС; Кр„, - коэффициент мощности, зависящий от схемы и числа фаз преобразователя; КПо - коэффициент мощности ПВ от взаимодействия ЭДС двух частот.

Приведено описание алгоритма непосредственного расчёта ЭДС совмещённого 3 на основе дифференцирования вектора потокосцепления катушек совмещённой ЭПВ произвольной структуры, сформированного на втором этапе расчёта магнитного •ля с использованием МУМС. В результате численного дифференцирования формиру-ся вектор мгновенных значений ЭДС фазы ПВ и определяются амплитуды асинхрон-й и шщукторной составляющие ЭДС путём гармо!шческого анализа полученной зави-мости. На рис.19 приведены результаты расчёта ЭДС ИПВ при аппроксимации точного шешв! поля при односторонней зубчатости, получешюго МКЭ, и данные промышлен-¡х испытаний СМБВ типа ВБМ 59/7-10. При расчёте реализован алгоритм учёта насы-лмя коронок зубцов. С учётом насыщения коронок зубцов максимальная погрешность ставила 9%.

Исследовано влияние вторичной зубчатости на зубцовую составляющую поля в зазоре и на амплитуду основной гармоники ЭДС ИПВ. Установлено, что при постоянной средней индукции в расчётной зоне (рис.20) увеличение ширины пазов индуктора приводит к уметшеншо амплитуды зубцовой гармоники поля и уменьшению амплитуды основной гармоники ЭДС ИПВ (кривая К'Е2), если в плоскости катушки отсутствует "промежуточный" паз (паз от катушки соседней фазы подвозбу-дителя). Здесь КЕ2 - отношение амплитуды основной гармоники ЭДС ИПВ к амплитуде этой ЭДС при отсутствии пазов на индукторе. Если "промежуточный" паз имеется и ширина катушки ПВ равна трём полюсным делегатам основной зубцовой гармоники поля, то увеличение ширины пазов индуктора приводит к увеличению амплитуды основной гармоники ЭДС ИПВ (кривая Кы)- При этом относительное увеличение амплитуды ЭДС может превышать относительное увеличение тока возбуждения, определяемое коэффициентом к^ (рис.21). В этом случае можно говорить об эффекте дополнительной форсировки ИПВ вследствие влияния промежуточного паза индуктора.

Предложено расчётное значение основной зубцовой гармоники поля В2] при двухсторонней зубчатости и насыщении коронок зубцов определять через основную зубцовую гармонику при односторонней зубчатости В„:

Вг, = В^ез/К^. (38)

Величина В„ находится по (3)+(5) на основе аналитической аппроксимации провала индукции эквивалентной косинусоидой через среднее значение индукции на зубцовом делении.

В работе сделан вывод аналитической зависимости коэффициента насыщения К^ в функции среднего значения магнитной проницаемости коронки зубца в соответствии со схемой замещения (рис.56) и на основе аналитической аппроксимации униполярной проводимости в области паза эквивалентной косинусоидой (5). Оценка аналитического подхода в сравнении с МКЭ дала удовлетворительные результаты.

Получено приближённое аналитическое выражение для расчёта коэффициента ЭДС при двухсторонней зубчатости КЕ2 (19) через относительное изменение амплитуды пульсаций потокосцеплений катушки ИПВ, пропорциональное разности максимального и минимального значения результирующей униполярной проводимости контура, приведённого на эскизе расчётной зоны (рис.20):

Ки£(у,+у2Уу1. (39)

В (39) коэффициенты аппроксимации провала индукции находятся по (4) для соответствующих соотношений: Ьп,/8 - для якоря, Ьп2/5 - для индуктора при минимальном потокосцеплении. Расчётная зависимость Ки от относительной ширины паза индуктора нанесена на рис.21 пунктирной линией. Отклонение в пределах практически вероятных значений Ьп2Л2 от значений, рассчитанных по МУМС, не превышает 5%.

Исследованы зависимости 3, 5,7 и 9 гармоник поля от геометрических соотношений зоны воздушного зазора от точности расчёта которых зависит точность определения мощности ПВ. Анализ результатов исследования показал, что средние значения амплитуд высших гармоник поля якоря практически не зависит от зубчатости индуктора и

^фазыПВ' ® 120

эксперимент

80

40

О

4

учен в юшцск « .

МУ -учйго хор< ЛС(МКЭ) дезаеывдо нок зубда с ня— 1

/

/

VА-

ХЬном 8 12

Рис. 19. Зависимость ЭДС фазы подвозбуди-теля в режиме холостого хода СМБВ типа ВБМ 59/7-10.

наличия межполюсных окон при условии сохранения величины эквивалентного зазора. По сравнению с вариантом односторонней зубчатости якоря и неявнополюсной конструкции гладкого индуктора отклонение не превышает 4%. Наибольшее отклонение наблюдалось только для 9оП гармоники (до 20%). Однако вклад этой гармоники в мощность ИПВ не велик. Рекомендовано расчёт высших гармоник поля якоря можно проводить только с учётом зубчатости якоря и с приближённым учётом зубчатости индуктора путём его замены на эквивалентный гладкий с зазором 8" = бКзг.

катушка ИПВ расчетная зона дл* определенна к^д

1.8 1.6 1.4 1.2 1.0 0.8 0.6 0.4 0.2 0.0

0.0 0.2

0.4 0.6

Рис.20. Расчётная зона для исследования влияния вторичной зубчатости на параметры результирующего поля в зазоре СМЕВ

Рис.21. Зависимость коэффициента ЭДС при двухсторонней зубчатости и коэффициента Картера индуктора от раскрытия паза индуктора (Вбср=0,8Тл, ЬП]Л1=0,46, Ь„,/8=7).

Определено аналитическое выражение коэффициента усиления высших гармоник поля реакции якоря

^ = (40)

где Вь- - значение амплитуды у-ой гармоники индукции, найденное по традиционной

методике для эквивалентного гладкого зазора 6К5 при прямоугольной форме

МДС катушки якоря.

Величина В^ определена с учётом зубчатости якоря при эквивалентном гладком индукторе на основе аналитической аппроксимации провала индукции под пазами эквивалентной косинусоидой (5) при трапецеидальной форме МДС катушки якоря. Найденное выражение имеет вид:

= К51(1 + соэ(аул:) - 2а2„со52(а,%/2У(а\ -1)) +

+ Ка^^иХауТсуСа^ -1) £ 5т(яку^'ш'). (41)

к=1

В выражении (41):

ау = ур!^; р) = Ь„|/т; т' = т - для нечётного числа фаз; ш' = т/2 - для чётного числа фаз; q' = г]/(2рт'); г1 - полное число пазов якоря СМБВ (с учётом фальшпазов).

В результате амплитуда \'-ой гармонической составляющей поля якоря может быть определена через амплитуду соответствующей гармоники, найденной для гладкого эквивалентного зазора:

Вт = ^4р0Р1„/(Уо7гбК5К1Ч). (42)

На рис.22 в качестве примера приведена зависимость Г(ЬП]/8). Вьшолнено аналитическое исследование амплитуды пульсаций продольных составляющих поля от высших гармоник якоря, обусловленных явнополюсной конструкцией индуктора, которые наводят дополнительные трансформаторные составляющие ЭДС той же частоты в катушках ПВ. Величина магнитного потока от у-ой гармоники поля якоря, пульсирующего в продольной оси, зависит от соотношения между полюсным делением у-ой гармоники Ту и расчётной полюсной дугой Ь5. Введено понятие "обмоточного" коэффициента расчётной полюсной дуги для v-oй гармоники:

Ко5У = 8ш(у ОС5Л/2).

(43)

Рис.22. Зависимость коэффициентов усиления высших гармоник поля якоря от относительного раскрытия паза (Ья^! = 0,5).

В результате амплитуда продольных пульсаций у-ой гармоники поля якоря может быть определена выражением

ВиА^К^Д'АУОгЪа), (44)

где: Х'а<12 + - проводимость для указанных составляющих потока

с учётом ДЭ ОВ и приближённым учётом влияния насыщения.

В работе предложен метод расчёта асинхронной и индукторной составляющих ЭДС совмещённой якорной обмотки ПВ, основанный на использовании гармонических составляющих поля реакции якоря в осях с! и д. Каждая из указанных ЭДС определяется как геометрическая сумма неподвижных относительно друг друга векторов ЭДС вращения и трансформаторных (пульсационных) ЭДС. Фазовые сдвиги между этими векторами определяются характером нагрузки и местом размещения катушки на поверхности полюсного наконечника. Показано, что при размещении катушки ПВ симметрично относительно оси полюса и шаге катушки укШ) < 2 ту, составляющие ЭДС от парных гармоник, сдвинуты относительно друг друга на угол, равный двойному углу между вектором тока нагрузки возбудителя относительно вектора ЭДС холостого хода по диаграмме Потье. Причём трансформаторные составляющие находятся в противофазе к соответствующим асинхронным составляющим ЭДС вращения от 3-ей к 5-ой гармоник поля якоря, что обусловлено разными знаками обмоточных коэффициентов укорочения и полюсной дуги указанных гармоник для рассматриваемой конструкции СМБВ. При этом фаза трансформаторных составляющих остаётся неизменной при смещении катушки ПВ относительно оси с1, а фаза векторов асинхронных ЭДС вращения изменяется.

В работе приведены выражения для определения амплитуды и фазы результирующего вектора асинхронной ЭДС для каждой фазы. Показано, что пространственное смещение катушек фаз ПВ приводит к амплитудной и фазовой нссимметрии асшгхрон-ной ЭДС, обусловленной взаимным влиянием парных гармоник и наличием продольных пульсаций поля от этих гармоник.

Индукторная составляющая ЭДС совмещённого ПВ определяется как сумма основной индукторной ЭДС (индукторная ЭДС вращения) и результирующей асинхронной составляющей ЭДС той же частоты от гарных гармоник поля реакции якоря зубцового порядка. Пульсациокная составляющая ЭДС, связанная с изменением результирующей проводимости воздушного зазора под полюсным наконечником при вращении зубчатого якоря не учитывается, т.к. длина дуги полюсного наконечника выбирается кратной зуб-цовому делению якоря. Асинхронная составляющая ЭДС определяется аналогично рассмотренному выше подходу. Основная составляющая индукторной ЭДС рассчитывается

с учётом влияния зубчатости индуктора и насыщения зубцов якоря по (36). Получены выражения для расчёта ЭДС с учётом разного уровня насыщения зубцов, в выражения введён обмоточный коэффициент укорочения зубцового деления. Приведены выражения для определения взаимного фазового сдвига и амплитуд результирующих ЭДС фаз 4-хфазной -ЯОПВ с учётом пространственного сдвига катушек. Обосновано появление амплитудной и фазовой несимметрии 4-хфазной системы индукторных ЭДС.

Рассмотрены особенности работы совмещённого индукторного возбудителя синхронных двигателей. Показано, что расчёт ЭДС совмещённого ИВ может быть осуществлён через амплитуду основной зубцовой гармоники, найденной в результате точного решения поля при односторонней зубчатости для воздушного зазора в рассматриваемой координате. Обоснована возможность пренебрежения асинхронной составляющей ЭДС от гармоник поля якоря зубцового порядка. Необходимость уточнённого расчёта ЭДС индукторного возбудителя с учётом асинхронной составляющей ЭДС ИВ может потребоваться только при целом числе пазов на полюс и фазу СД.

Как правило, якорная обмотка ИВ размещается в зубцовом слое наконечников полюсов, представляющем собой расслоенный массив (ст.З, толщина листа 1,5+2,5 мм). Выполнены экспериментальные исследования и определены эмпирические формулы для расчёта коэффициентов реакции вихревых токов зубчатого полюса, снижающих величину индукторной ЭДС по сравнению со случаем идеально шихтованного полюса. Показано, .что с ростом глубины паза реакция вихревых токов усиливается, что привело к необходимости отказа от клинового крепления ИО в пазах. Дополнительное увеличение глу-эины паза на высоту клина приводит к снижению мощности ИВ. Предложены конструкции крепления обмотки металлическим бандажом, защищенные авторскими свидетельст-эами. Выполнены экспериментальные исследования по оценке влияния материала бандажа, выявившие целесообразность использования немагнитной стали.

Рассмотрены особешости расчета параметров совмещённых ВУ. Выполнен шализ характера распределения поля реакции якоря ИВ при различных структурах ИО. 1оказано, что в практических расчётах целесообразно ограничиться составляющими, за-йыкающимися в пределах одного зубцового деления-индуктора. Составляющие потока реакции якоря ИВ, замыкающие по продольной оси малы из-за демпфирующего действия ЗВ и массивного обода ротора. Приведены некоторые результаты экспериментальных «следований параметров ИВ на статической модели. Показано, что для рекомендуемого »отношения высоты и глубины паза ИВ Ьгш/Ьп» ^ 0,6 + 0,8 и Ь™ = 4+6 мм, при котором >о;жния вихревых токов зубчатого индуктора незначительно снижает мощность ИВ (не юлее 10%), параметры катушек шихтованного и массивного сердечников практически не сличаются. Поэтому расчёт параметров может быть выполнен без учёта влияния рассло-нного массива полюсов. При рекомендуемых геометрических соотношениях в практи-[еских расчётах и при синтезе ВУ можно не у-мтывать и влияние насыщения. Такое до-!ущение даёт некоторый запас по мощности проектируемого ВУ, так как при глубоких исыщениях (до ц = 50) индуктивное сопротивление катушки изменялось не более, чем 1а 10%. При расчётах сопротивления полюсной катушечной группы фазы ИВ при нерав-юмерном зазоре можно не учитывать, как показал эксперимент, влияние потоков взаимен индукции между соседними катушками (погрешность не более 3%). Таким образом, ндуктивные сопротивления рассеяния ИВ могут быть рассчитаны по известным мето-икам, а расчёт сопротивления взаимоиндукции ИО может быть выполнен с использова-ием униполярных проводимостей контура ИО Х.^, и Даны выражения результи-ующих проводимостей по осям d и q ИВ. Показано, что для соотношений геометриче-шх размеров зубцовой зоны СД с ИВ расхождение между этими проводимостями со-

ставляет величину менее 6%. В связи с этим расчёт сопротивления взаимоиндукции ка тудпси ИО выполняется по проводимости для поперечного потока ИВ

KqHB = (h>2z + hmdl4, ' (45)

что эквивалентно классическому подходу расчёта параметров для гладкого эквивалент ного зазора 5хКг(х).

Рассмотрены особенности расчёта параметров ОЯПВ СМЕВ. Показано, что по ток реакции якоря ПВ имеет две составляющие, основная из которых замыкается в пре делах полного наконечника, где размещены катушки, другая - через соседние полюса п< путям потоков рассеяния полюсов из-за демпфирующего действия ОВ и массивного ярм; индуктора. Приведены выражения для расчёта параметров совмещённого ПВ. Выполнен; оценка неучёта составляющей поля взаимоиндукции реакции якоря, замыкающейся п< путям рассеяния ОВ, пренебрежение которой даёт завышение расчётной мощности ПЕ более чем на 7 4-15%.

Выполнен анализ влияния структуры ЯО совме щённого ВУ на условия работы полупроводникового пре образователя. Показано, что применение однофазной ЯС ИВ в СД приводит к появлению провалов выпрямленной напряжения, когда результирующий поток направлен п< поперечной оси. Наиболее перспективно использование 4 хфазных обмоток. Предложен алгоритм размещения фаз ЯС совмещённого ВУ на полюсном наконечнике, в соответст вии с которым каждая фаза занимает только часть полюсно го наконечника. Алгоритм размещения защшцён авторские свидетельством. Показано, что при таком способе размеще ния возникает амплитудная и фазовая несимметрия 4 хфазной системы ЭДС. Рассмотрены различные структурь Рис.23. Амплитудная несиммет ЯО при реализации указанного алгоритма. Выделены дв> рия фазных ЭДС ИО основные структуры ЯО типа AB-CD и AC-BD, обуславли типа АС-ВД. вающие разные виды несимметрии. Выполнены экспери-

рименгальные, аналитические исследования и исследования на АВМ несимметричны: режимов 4-хфазного мостового преобразователя при питании от ЯО указанных типов.

Показано, что влияние угловой несимметрии фазных ЭДС при Дер < 60° практи чески не оказывает влияния на выпрямленное напряжение в режимах нагрузки выпрями теля, соответствующих максимуму мощности. Выявлен эффект компаундирования npi амплитудной несимметрии ЭДС для обоих типов обмотки. Обоснована целесообразной-] практического использования ЯО типа AC-BD, когда на сбегающих краях полюсов раз мещены противолежащие фазы А и С и на набегающих - В и D. Выполнено аналитиче ское исследование электромагнитных процессов при амплитудной несимметрии фазны: ЭДС ЯО данного типа (рис.23), получено выражение для внешней характеристики:

Uf = ^ ,/Ет + ДЕ2 - - 1гХаКгф - 2Ди„. '(46)

ж V л

где: Еш= -/2 (ЕА + Ев)/2;

ДЕ = Еп,(Еа-ЕвУ(Еа + Ев).

На рис.24 приведено сравнение экспериментальных и расчётных зависимостей В конце главы сформулированы основные выводы.

ЕлЪчЕ

Вт

Вт__Вт

-йЕ Ел Ев -лЕ

Ет Ес +&Е

Рис.24. Внешние характеристики 4-х фазного мостового преобразователя при амплитудной несимметрии фазных ЭДС ЯО

ВУ типа АС-ВД:_эксперимент,

.....расчёт.

В четвёртой главе выполнены исследоваш!е и анализ эксплуатационных режимов синхронных машин с совмещёнными позбудитслыгыми устройствами.

Электромеханический комплекс СМ-совмещённое ВУ является многоцелевым объектом, который должен удовлетворять многим требованиям. При проектировании электромеханического комплекса СД-ИВ решаются задачи обеспечения, с одной стороны, требуемых рабочих и пусковых характеристик СД, с другой - заданной кратности форсировки возбуждения ИВ в любом режиме работы возбуждаемого СД. В случае разработки СМЕВ требуется обеспечить необходимую кратность форсировки и быстродействия ВУ, а также гарантированный уровень пределов изменения напряжения и мощности источника питания ЛРВ во всех возможных режимах работы СМБВ от отрицательного возбуждения до предельной форсировки и необходимое качество диагностики режимов его работы, Взаимное влияние совмещаемых машин требует нового подхода в проектировании таких электромеханических комплексов. Важным этапом разработки электромеханических комплексов СМ-совмещённое ВУ является анализ эксплуатационных режимов с целью пценхи работоспособности и выбора вариантов структуры якорных обмоток совмещённых ВУ и учёта дополнительных электромагнитных связей при формировании свойств и характеристик таких электромеханических комплексов. •

Для решешм этой задачи требуется разработка адекватных математических моделей и программных комплексов, способных при высокой скорости расчётов учесть ос-:ювш>1е особенности электромеханического комплекса СМ-совмещённое ВУ.

Разработана математическая модель электротехнического комплекса СД-ИВ, реализованная на базе математической модели для расчёта установившихся и переходных троцессов насыщенных ЯСМ, разработанной Р.В.Фильцем и основанной на понятии дифференциальных индуктивностей. Структурная схема математической модели СД-ИВ рис.25) дополнена модулем расчёта электромагнитных параметров и выпрямленного на-тряжения совмещённого ИВ и уравнениями электромагнитных связей ЯСМ и ИВ. 3 главе приведено описание: оригинальной части модели и ряда изменений в модуле обработки входной информации (учтено введение зубцовой зоны ИВ в полюсном наконеч-тсе базовой модели ЯСМ), алгоритма определения ЭДС и параметров ИВ; отмечены юобенности последовательности расчёта переходных и установившихся режимов на ша-•е интегрирования известной системы уравнений насыщенной ЯСМ. Выполнена экспе-шментальная оценка оригинальной части модели по данным испытаниям опытного об->азца двигателя БСДК-15-21-12 с совмещённым ИВ. Подтверждена возможность исполь-ования модели. Получены удовлетворительные результаты по сравнению у-образных :арактеристик, характеристик холостого хода СД и ИВ; режима синхронизации. Приближённый учёт влияния насыщения зубцов на ЭДС ИВ позволил уменьшить расхождение с кспериментом до 10%.

Выполнено исследование особенностей работы совмещённого ИВ в различных становившихся и переходных режимах СД для различных структур якорной обмотки

ИВ: однофазной, трехфазной и четырёхфазных типа АВ-СД и АС-ВД. Выполнено иссл! дование зависимости выпрямленного напряжения ИВ от угла нагрузки при снятии угл< вой характеристики машины (рис.26). Показано, таз для 3-хфазной ИО с распределение катушек каждой фазы вдоль полюсного наконечника характерны провалы выпрямленнм напряжения, снижение устойчивости работы СД и уменьшение допустимой длительност кратковременного снижения напряжения (рис.27а). Применение четырёхфазных обмотс с размещением соседних (ИО типа АВ-СЭ) или диаметральных (ИО типа АС-ВО) фаз I разных половинах полюсного наконечника обеспечивает работу СД аналогично незав! симому возбуждению с такой же кратностью форсировки напряжения (рис.276). ОгмеЧ( но положительное качество указанных 4-хфазных ЙО и однофазных ИО с укорочение распределённым шагом —меньшая зависимость выпрямленного напряжения от угла н; грузки ЯСМ.

Рис.25. Структура математической модели ЯСМ Рис.26. Угловые характеристики двигателя

с совмещённым ИВ. БСДК15-21-12 и выпрямленного напря

жения ИВ с различными схемами инду» торной обмотки (по схеме самовозбужд( ния).

Разработана упрощенная математическая модель в осях д и ч для ускоренны расчётов характеристик и электромагнитных процессов в СМБВ без снижения уровн точности с одновременным учётом главных особенностей и взаимного влияния совме щённых функциональных устройств СМБВ. В упрощённой модели сохранены все основ ные положения уточнённой модели в осях с! и я, подробно рассмотренной во второй тле ве.

По уточнённой модели выполнена оценка степени неравномерности распред« ления потоков в магнигопроводе СМБВ. Введение постоянных магнитов в части полюсо приводит к неравномерному распределению потоков между полюсами ЭМВ и КВ. Сте пень неравномерности зависит от размеров постоянных магнитов. С увеличением ток нагрузки и насыщения магнитной системы распределение потоков становится более рас номерным (рис.29).

Установлено, что различие между потоками в рабочем зазоре полюсов ЭМВ и ярме индуктора не превышает ±5%, что позволило в упрощённой модели принять допу щение о равенстве потоков полюсов ЭМВ, выделить расчётные модули магнитной цепи: эквиваленгировать СМБВ двумя схемами замещения в осях с1 и д на пару полюсов КВ 1 пару полюсов ЭМВ. Взаимное влияние потоков взаимоиндукции учтено введением в уча стки ярма якоря и индуктора схем источников потоков соответственно полюсов ЭМВ : КВ. Результирующие потоки всех участков определены на основе аналитического реше ния линеаризованной системы нелинейных алгебраических уравнений магнитной цепи п

заданным значениям МДС обмоток и магнитных сопротивлений. Получены аналигиче ские выражения для потоков всех участков магнитной цепи.

и|К \ -----чч ____

» м ш ы и, 1»

ч и " " 1 V-- * ш « « „, ^

-=5-

" — » м т т т

^^ -С-Я»

. т

I

^- ш ы т г* я* ••

* «и тытнм!****

I - " '» «4 »V М ЛИ ^ Нл -»

и - и и \ » б)

Рис.27. Переходный процесс при кратковременном снижении напряжения питания (до 0.4Ц, длительностью 0,33с) двигателя БСДК 15-01-12 при возбуждении от совмещённого ИВ: а)сЗ-хфазной обмоткой; б) с 4-хфазной обмоткой типа АС-ВО.

Рассмотрены особенности и структура алгоритма расчёта эксплуатационных режимов работы СМБВ. Приведены блок-схемы расчёта статического и динамического режимов. Возбудитель рассмотрен как апериодическое звено первого порядка с постоянной времени Т,1п. Для решения переходных процессов. в СМБВ использован метод последовательных интервалов. На каждом интервале переходный режим рассматривается как квазиустановившийся. В пределах каждого интервала предполагается, что выпрямленное напряжение ВС и совмещённых ПВ остаются неизменными. Значения указанных величин находятся в результате решения установившегося режима СМБВ при значениях тока нагрузки и тока возбуждения, найденных на предыдущем интервале.

Выполнено сравнение результатов испытаний промышленных образцов СМБВ и расчета для оценки учёта наиболее характерной особенности разработанной модели обусловленной несимметрией магнитной цепи. В режиме холостого хода было полечено практическое совпадение данных расчётов и испытаний для ВБМ-59/7-10 и отклонение в пределах 10% для ВБ-99/9-22 (последние результата объясняются различием действительного и расчетного зазора ВБ-99/9-22: измерение среднего зазора не было выполнено)' Наиболее приемлемый результат даёт математическая модель с прямоугольной формой о>ДС якоря ВС. Использование модели с синусоидальной формой ЭДС даёт завышение результата на 8*10%.

Вьггтолнено аналитическое исследование установившихся режимов работы с использованием рабочих диаграмм магнитов полюсов КВ. Разработана методика построении рабочей диаграммы и нахождения расчетной точки магнита с учётом насыщающихся шунтирующих элементов крепления ПМ, потоков рассеяния ПМ и ОВ намаг-Ш1чшающей воздействия МДС обмотки возбуждения и размагничивающей реаи^ии якоря. Исследованы исходный режим при токе возбуждения, равном нулю, режимы отрица-

тельного возбуждения, номинальный и форсировочный. Приведено аналитическое описание характеристик элементов магнитной цепи по упрощённым схемам замещения и решения линеаризованной системы уравнений для определения потоков полюсов КВ в рассмотренных режимах. Даны рекомендации по выбору точки отхода линии возврата прг минимальных размагничивающих эффектах, разработана методика расчёта тока отрицательного возбуждения для компенсации ЭДС полюсов КВ и обеспечения режима регулирования тока возбуждения возбуждаемой СМ от нуля.

1.4

и 1.0 0.8 0.6 0А

ал

Фс,Фб

"ф!......."Ф*

■ф»

1 1 Н I I п

» 10 11 и и 14 15 1« 17 II и за 1112

№ полюса

12 3 4 16

I 1 9 И 11 11 11 11 15 1« II II 19 111 11 11

№ полюса

* а) б)

Рис.28. Зависимость относительных значений потоков в зазоре и потоков в ярме индуктора СМБВ ВБ-99/9-22 при токе нагрузки возбудителя: а) номинальном; б) двухкратном от номинального значения (полюса К» 1 и № 12 - КВ).

Выявлен эффект дополнительной форсировки потока полюсов КВ пр* изменении направления потока в крепёжных шунтирующих болтах полюсов КВ под действием МДС обмотки возбуждения и его зависимость от сечения болтов (рис.29).

Выполнены исследования статических и динамических эксплуатационных режимов СМБВ, показана возможность расчёта характеристик всех функциональных звеньев СМБВ в статических и динамических режимах. Определены статические характеристики холостого хода и короткого замыкания, режима нагрузки ВС с целью сравнения с характеристиками, полученными при испытаниях промышленных образцов СМБВ. Расхождение нагрузочных характеристик ВС не превышало 10% (рис.30). Наименьшее расхождение характеристик наблюдалось в модели с реализацией прямоугольной формь: ЭДС якоря ВС, Удовлетворительные результаты получены при сравнении характеристга холостого хода ИПВ в режиме нагрузки ВС при номинальном сопротивлении в цепи выпрямленного тока (рис.31).

Выполнено исследование процесса самовозбуждения СМБВ. Показано, что время процесса самовозбуждения зависит от исходного состояния ПМ и от структуры схемы обеспечивающей начальное возбуждение. Определено, что время самовозбуждения сокращается при организации питания ОВ, по параллельным каналам, например, как это организовано от ОИП через ППНВ (рис.8).

Рассмотрены режимы работы СМБВ при широтно-импульсном управлении £ цепи возбуждения, выполнено исследование режимов форсировки. Определено, чтс СМБВ обеспечивает требуемую ГОСТом скорость нарастания напряжения. Наибольшее быстродействие обеспечивается в случае, когда в цепи ЯОПВ последовательно подключены катушки ОИП АРВ полюсов КВ (рис.31, 32). В данном случае скорость нарастания выходного напряжения ВБ 59/7-10 от номинального до форсировочного значения увеличивается на 35%, достигая 10 ед/сек. Причём увеличение быстродействия достигается пс отношению к промышленным образцам СМБВ только в результате схемного решения бе:

W6WEWEQ08EW6

аких-либо дополнительных затрат материалов. Выполнена оценка быстродействия в ре-шме короткого замыкания на выходе СМБВ. Показано, что наличие АПВ, выполняюще-о роль ПВ последовательной структуры, обеспечивает практически такой же уровень >ыстродействия, как и при форсировке из номинального режима.

Выявлено, что СМБВ имеегг высокую чувствительность по быстродействию к зменению величины постоянной времени. Уменьшение постоянной времени на 10% величивает скорость нарастают напряжения на 15-20%. Показано, что при высокой час-оте напряжения АРВ (в промышленных образцах СМБВ эта частота составляет 1000 Гц) СМБВ с вращающимся неуправляемом полупроводниковым преобразователем может 'Ыть обеспечено быстродействие, приближающееся к быстродействию ССВ с управляе-1ым преобразователем. Заметим, что ССВ параллельной структуры не обеспечивает фор-ировку в режиме короткого замыкания на шинах возбуждаемого синхронного генерато-а, работающего на автономную нагрузку. Бесщёточная СВ, выполненная на основе :МБВ, является независимой системой возбуждения и обеспечивает работу СГ во всех ежимах, в том числе, и в режиме короткого замыкания. В целом СМБВ обеспечивает все ребования, предъявляемые к СВ.

Рг,Вб >.020

>.018

1.016

>.014

>.012

).0Ю

5.003

3.006

— ...

г Чг1

!

ЧИ-5

4

Рис.29,

б 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26*Ь'А

Зависимости потоков полюсов комбинированного возбуждения при различных сечениях магнитных шунтов.

Рис.30 Нагрузочные характеристики СМБВ

ВБМ-59/7-10:..........эксперимент,

_расчёт при прямоугольной форме ЭДС обмотки якоря.

В пятой главе рассмотрены этапы и особенности проектирования, синтез груктур якорных обмоток нетрадиционно совмещённых ВУ, даны рекомендации по вы-ору параметров и геометрических соотношений.

На первом этапе осуществляется совместное проектирование ВС и совмещён-ых Г1В, синтез структур обмоток и выбор основных геометрических соотношений маг-итной системы СМБВ. В рамках этого этапа определены закономерности, обуславли-ающие выбор главных размеров и числа полюсов СМБВ. Даны рекомендации по выбору иаметра якоря с учётом конструктивного сопряжения с вращающимся выпрямительным остом, по выбору величины воздушного зазора, сформулированы критерии для выбора 5щего числа пар полюсов р = (2к + 1)рц3, где к = 1, 2, 3..., числа пар полюсов КВ рм5. •боснованы пределы отношения пазового раскрытия якоря к зазору 5 < Ьл1/8 < 7 и опре-елено необходимое число пар полюсов р из условия обеспечения максимальной мощно-ги ИЛВ при наиболее эффективном использовании электромагнитного ядра возбудите-я.

Выполнен синтез структуры якорной обмотки совмещённых ИПВ и АПВ целью обеспечения максимальной форсировочной мощности СМЕВ с одновременны] упрощением конструкции и технологии её изготовления.

Разработан алгоритм по выбору шага и способа размещения совмещённой Ж при различных частотах ЭДС совмещённых ПВ, сформулированы допущения и выполне на сравнительная оценка различных схем однофазных, трёхфазных и четырёхфазных оС моток при работе на мостовой преобразователь, даны рекомендации по выбору числа способа размещения фаз на полюсном наконечнике.

Рис.31. Процесс самовозбуждения ВБМ-59/7-10 при подключении катушек ОИП АРВ последовательно с ОЯПВ.

Рис.32. Режим форсировки возбуждения

СМЕВ ВБ 59/7-10 из номинального режима.

При разных частотах совмещённых ИПВ и АПВ шаг катушки совмещённой Ж выбирается кратным нечётному числу полюсных делений гармоники более высокого по рядка, размеры фазных зон определяются по полюсному делению гармоники более ни: кого порядка. Симметричная структура т-фазной обмотки ПВ создаётся по гармонике имеющей меньшее полюсное деление.

Наиболее предпочтительными схемами ПВ при Г„ = 21"а является 4-хфазна (рис.33а) или однофазная (рис.ЗЗб) схемы. Катушка однофазной схемы размещается н сбегающем крае полюса, что обеспечивает эффект компаундирования по полю попереч ной реакции якоря. Размещение катушек разных фаз на разных краях полюсного нако нечника обеспечивает эффект компаундирования по полю поперечной реакции якоря пр) амплитудной несимметрии ЭДС в 4-хфазной обмотке. Применение катушек с шагом укп = Зт„, равным трём полюсным делениям по основной зубцовой гармонике результирую щего поля, упрощает технологию производства обмотки и позволяет использовать допол нительный эффект усиления амплитуды пульсаций потокосцеплений обмотки в результа те размещения по оси катушки фалын-паза (рис.ЗЗб) или паза соседней фазы (рис. 33а) Эффект в наибольшей степени проявляется при относительном раскрытии пазов индук тора ЪлЛ2 = 0,4. Даны рекомендации по выбору долевого соотношения между асинхронной и индукторной составляющими ЭДС совмещённого ПВ.

Даны рекомендации по выбору размеров магнитной цепи СМБВ с учётом раз мещения постоянных магнитов. Предложены формулы для расчёта длины и площади сечения ПМ из условия обеспечения заданного уровня индукции в номинальном режиме требуемого отрицательного тока возбуждения и заданного предела изменения индукцш полюсов КВ от режима отрицательного возбуждения до форсировки с целью "стабшшза

[ии" источника питания АРВ. Даны рекомендации по выбору параметров ПМ и сечения ¡олтов для реализации дополнительного эффекта форсировки потока полюсов КВ.

Выполнен анализ и синтез структуры обмотки датчика тока ротора возбудителя. >тмечено искажающее влияние пятой парной гармоники и пульсационных составляющих >ДС от высплгх гармоник поля якоря в используемой в промышленных образцах СМБВ хеме ДТР с одной катушкой на полюсном наконечнике полюсов КВ. Рекомендована как аиболее рациональная схема ДТР с двумя встречно включенными катушками на полюсом наконечнике (рис.34). Предложено для полной компенсации влияния зубцовых гар-гоник шаг катушек ДТР выполнять больше двойного полюсного деления основной зуб-,овой гармоники на величину, примерно равную половине ширины паза, занятого катуш-ой.

Рис.33. 4-хфазная (а) и однофазная (б) схемы якорных обмоток совмещённого ПВ с наиболее эффективным использованием электромагнитного ядра СМБВ по асинхронной и индукторной составляющим ПВ.

На втором этапе осуществляется поверочный электромагнитный расчёт СМБВ, том числе определяются максимальные значения и коэффициенты использования мощ-остей подвозбудителей и коэффициенты запаса по мощности указанных ПВ по обеспе-ению заданного уровня форсировки. На третьем этапе определяются характеристики и аботоспособность спроектированного СМБВ в различных эксплуатационных режимах.

Рассмотрены особенности проектирования бесщёточных СД с совмещённым [В. На первом этапе осуществляется совместное проектирование СД (в части разделов, еобходимых для получения исходных данных для расчёта ИВ) и ИВ, синтез структуры и араметров якорной обмотки ИВ с целыо обеспечения заданной кратности форсировки и меньше!шя негативного влияния полей, создашгых основной и высшими гармониками о.чя реакции якоря, даётся оценка мощности и кратности форсировки совмещённого ИВ. ,ля выполнения данного этапа предложены наиболее рациональные структуры ИО с учё-зм конструктивного сопряжения с демпферной обмоткой и реализации положительных ффектов. Сформулированы основные принципы проектирования совмещённого ИВ, в астности, правила построения обмотки и определения размеров зубцовой зоны, даны ре-эмендации по увеличению мощности ИВ. На втором этапе завершается проектирование Д, определяются его рабочие и пусковые характеристики, расход активных материалов, ПД, нагрев. На третьем этапе проводится оценка динамических характеристик СД с со-мещённым ИВ для окончательной оценки его работоспособности как в переходных, так установившихся режимах.

Для реализации указанных выше этапов проектирования СМБВ и СД с ИВ соз-шы инженерные методики и пакеты прикладных программ, в которых использованы

оригинальные математические модели и алгоритмы расчётов с учётом всех особенностей характерных для нетрадиционно совмещённых ВУ и рассмотренных в предыдущих гла вах.

В шестой главе рассмотрены вопросы промышленной реализации нетрадици онно совмещённых ВУ с несимметричными полями возбуждения двух основных групп 1) выполненных отдельной электрической машиной, например, СМБВ и 2) совмегценны: с возбуждаемой машиной (индукторный возбудитель СД и совмещённые подвозбудите-ли, входящие в состав СМБВ). Научной и методической основой для разработки про мышлениях образцов ВУ послужили теоретические и экспериментальные исс ледов акте различных физических моделей и опытных образцов (на базе промышленных конструкций) синхронных машин с совмещённым ИВ. В разработке конструкций, методик расчёта, программ испытания, в получении и анализе экспериментальных данных моделей I опытных образцов непосредственное участие принял автор работы.

2т5=: 72 эл. град.

2т«- Дт У„, = 2т,

И__I кдт._>

<¡1 Ф

дтр —^

+ Дт4

Рис.34. Схема полюсной катушечной группы датчика тока ротора.

Рис.35. Совмещённый многофункциональный бесщёточный возбудитель ВБМ-59/10-7 дизельного генератора СГД-99/64-4.

Приведены описание особенностей конструкции и некоторые результаты экспериментальных исследований и испытаний опытного образца СД с совмещённым ИВ, выполненного на базе компрессорного двигателя БСДК-15/21-12, опытно-промышленны> образцов компрессорных СД СДКИ-16/24-12К и ДСКИ-173/116-16, головных образцм СМБВ типа ВБВ-59/7-10 (рис.35) и ВБ-99/9-22 (рис.36). Цель исследований и испытание заключается в проверке обеспечения ВУ всех предъявляемых требований, в оценке основных теоретических положений, лежащих в основе работы рассматриваемых БСВ, допущений, принятых при разработке инженерных методик расчёта, в выявлении особенностей работы ВУ и в выработке рекомендаций для их проектирования.

В главе приведены материалы по оценке эффективности нетрадиционно совмещённых ВУ с несимметричными магнитными системами с использованием принципоЕ комплексного подхода, при котором технико-экономическая оценка осуществляется пс трём группам показателей: техническим, массогабаритным и экономическим.

Важнейшим этапом анализа является сопоставление структурных схем силовой части сравниваемых СВ. При оценке структуры важным критерием является способ отбора мощности для возбуждения. Показано, что самые неблагоприятные характеристики I этом отношении имеют ССВ синхронных генераторов параллельной структуры, дополнительно нагружающие СГ мощностью в основном реактивного характера (из-за низкого соБф ССВ). Наиболее благоприятными характеристиками по способу отбора мощности обладают самовозбуждающиеся БСВ (отбор мощности с вала возбуждаемой СМ).

Вторым важным принципом анализа является расчёт и сопоставление потерь технического комплекса, включающего возбуждаемую СМ и возбудительную систему, с учётом потерь в силовых элементах, обеспечивающих питание СВ, а также дополнительных потерь в возбуждаемой СМ. Традиционный подход сравнения КПД только возбудителей без учёта взаимного влияния и связей с возбуждаемой машиной и электрической сетью неприемлем при сопоставлении различных по структуре СВ. Технический комплекс "СМ-СВ" необходимо рассматривать как единое целое и определять КПД всего устройства при одинаковых условиях работы.

Рассмотрены особенности указанного подхода и выполнены сравнения стоимости, затрат материалов и потерь энергии БСВ, выполненных на основе СМБВ и совмещённого ИВ, с другими БСВ и ССВ. В частности использование совмещённого ИВ в компрессорных синхронных двигателях серии СДК2 Лысьвенского турбогенераторного завода позволит более, чем в 2 раза сократить расход материалов на систему возбуждения, в 3 раза расход меди на силовые элементы СВ и в целом массу СД и СВ более, чем на 10% при одновременном увеличении результирующего КПД комплекса на 0,5 ч-1%.

а) б)

Рис.Зб. Якорь (а) и индуктор (б) совмещённого многофункционального бесщеточного возбудителя ВБ-99/9-22, используемого для возбуждения дизельных генераторов и гидрогенераторов малых ГЭС. Применение п ОАО УЭТМ СМБВ в системах позбуждашя синхронных гепера-•оров дизельных и газотурбинных автономных электростанций мощностью 1 мВт взамен 5СВ, состоящей из синхронного возбудителя и синхронного подвозбудителя, выполнен-юго с полюсами из постоянных магнитов, дало снижение расхода материалов на СВ в 1,5 >аза. Технико-экономическая оценка использования СМБВ, взамен ССВ, выполненного в ЗАО "Уралэлектротяжмаш" при равенстве потерь энергии в ГТ и СВ в сравниваемых ва-мантах, показала, что применение СМБВ уменьшает массу всего технического комплек-а на 8% по сравнению с ССВ с согласующим трансформатором, и на 12% по сравнению . ССВ, питающейся от дополнительной обмотки в статоре гидрогенератора. В целом, тоимость технического комплекса, включающего СМ, БСВ на основе СМБВ и шкаф ■правления генератором для дизельных и газотурбинных электростанций и гидрогенера-оров малых ГЭС снижается на б * 9% по сравнению с рассмотренными выше известны-щ СВ. Данное обстоятельство послужило основанием для принятия ОАО УЭТМ реше-ия о разработке отрезка серии СМБВ для синхронных генераторов различного назначена. В таблице 1 приведены дагшые о разработанных и изготовленных в ОАО УЭТМ мо-ификациях СМБВ.

Приведённые в табл.1 типоисполнения СМБВ могут быть использованы I: меньшие числа оборотов при одновременном уменьшении номинальной мощности во: будителя.

В приложениях даны описания физических моделей и установок, приведет некоторые результаты экспериментальных и аналитических исследований; описания пр( граммных комплексов для электромагнитных расчётов СМБВ и СД с совмещённым Ш для расчётов электромагнитных параметров на основе МУМС, для расчёта переходных установившихся эксплуатационных режимов ВУ; основные размеры и электрически данные опытных промышленных образцов ВУ и фрагменты протоколов расчёта, а так» акты, справки, отзывы, материалы по оценке промышленных разработок организации ЦПКТБ КЭМ, ОАО "Привод", ОАО Уралэлектротяжмаш, подтверждающие эффект ность и прогрессивность разработанных ВУ.

Таблица:

Тип возбудителя Ном па инальные эаметры Расчетная частота вращения, об/мин Максимальная допустимая частота вращения, об/мин Максимальная мощность возбуждаемой синхронной машины при расчетной номинальной частоте вращения, кВт

Мощность, кВт Ток, А Напря жение В

ВБМ-59/7-10 13,6 400 34 1500 1800 1500

ВБ-63/9-14 26,4 450 58,6 1000 2100 4000

ВБ-81/9-18 46 484 95 1000 1800 12400

ВБ-99/9-22* 47,3 490 97 750 1350 9200

ВБ-99/20-22 17,2 315 55 250 1350 1140

*) Возбудитель использован на 300 и 500 об/мин.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В выполненных теоретических и экспериментальных исследованиях отражен все основные вопросы, связанные с развитием теории и методов расчёта нетрадициош совмещённых бесщёточных ВУ с созданием нового класса совмещённых многофункци< нальных бесщёггочных возбудителей с несимметричными полями возбуждения, работав щих не только на основной, но и на высших (3, 5, 7, 9 и первой зубцовой) гармониках га ля. Создана теоретическая и методическая основа, разработаны математические модел для выполнения широкого круга исследований, связанных с анализом и синтезом указа! ных ВУ, выполнением ускоренных предпроектных исследований и расчётов их электр! магнитных параметров и эксплуатационных характеристик с целью создания конкурен-носпособных с широкими функциональными возможностями, высоконадёжных в эк плуатации, полностью автономных, с высоким уровнем автоматизации и качества диа: ностики состояния возбудительных комплексов при более эффективном использован» материалов.

Основные научные и практические результаты выполненных исследований с< стоят в следующем:

1. Разработан усовершенствованный практический метод удельных магнитнь: сопротивлений (МУМС) для ускоренных расчётов магнитного поля в области воздушног зазора при двухсторонней зубчатости магнитопроводов с учётом дискретной структур, обмоток и взаимного перемещения зубчатых сердечников, не требующих проведет

рудоёмких подготовительных расчётов. Метод базируется на использовании распреде-гнных частичных удельных магнитных сопротивлений зазора, пазов, якоря и индуктора, ежполгоспого пространства, найденных однократно через удельную ушшолярную про-рдимость в облаете зазора на основе аппроксимации точного решения физической карты униполярного поля при односторонней зубчатости.

Метод даёт удовлетворительное совпадением ¡результатов с другими методами ючёта поля в зазоре при двухсторонней зубчатости, в частности с МКЭ. Расхождение ззультатов расчёта амплитуды пульсаций результирующей проводимости и потока на /бцовом делении для геометрических размеров, характерных для области зазора син-ронных машин с совмещённым ВУ, не превышает 5%.

2. Реализован двухэтапный расчёт магнитного поля в области зазора и электро-агнитных параметров совмещённых ВУ с учётом несимметрии и двухсторонней зубча-рсти. На первом этапе выполняется расчёт установившегося режима возбуждаемой син-ронной машины или синхронного возбудителя, в основе которого лежит расчёт схемы шещения в осях с1 и я насыщенной магнитной цепи многополюсной машины с несим-етричной магнитной системой с использованием известных методов при приближенном иссмотрении процессов, связанных с двухстороштей зубчатостью. На втором этапе осу-;ествляется расчёт магнитного поля в активной зоне и непосредственный расчёт ЭДС эмоток совмещённых ВУ с учётом двухсторонней зубчатости по МУМС, опирающийся л данные расчёты первого этапа. Состояние магнитной цепи за пределами расчётной зо-ы учтено через пространственную функцию коэффициента МДС зазора, найденную на редыдущем этапе.

3. Разработана математическая модель совмещённого многофункционального хщеточного возбудителя, в основе которой лежит представление нелинейной несим-етричной магнитной цепи машины в виде эквивалентной схемы замещения, построен-ой в осях (1 и q при допущении о прямоугольном пространственном распределении про-эльной и поперечной составляющих МДС сосредоточенной якорной обмотки с полным гагом, то позволило уменьшить погрешность при определении первой гармоники реагирующего поля по сравнению с традиционным подходом, упростить структуру схе-ы замещения магнитной цепи и сократить объём решаемой задачи. Представление в рямоугольной форме МДС поперечной реакции якоря позволило свести активную зону эзбудителя к сосредоточенным магнитным проводимостям при их разделении на две зсти под сбегающим и набегающим краями полюсов и естественным образом учесть эздействие поперечной ¡реакции якоря. В рамкам модели (1 и д реализована полноценная атематическая модель постоянных магнитов с учётом прогнозирования состояния маг-итов при заданных электромагнитных нагрузках, что позволило сократить число итера-ий во время решения нелинейной задачи. Модель позволяет рассчитывать нелинейные, есимметричные магнитные системы СМБВ при заданных электромагнитных нагрузках и еализует поверочный расчёт установившегося режима работы возбудителя.

4. На основе МУМС разработаны математические модели ЯСМ с совмещённы-и возбудительными устройствами, реализующие второй этап расчётов магнитного поля зоне воздушного зазора в установившихся режимах ЯСМ с учетом дискретной структу-ы обмоток, произвольного соотношения размеров зубцовых зон и взаимного перемеще-ия зубчатых сердечников, а также демпфирующего эффекта обмотки возбуждения при родольных пульсациях магнитного поля в сердечнике полюса, связанных с пульсациями езультирующей проводимости зазора и с деформацией результирующей кривой МДС еакции якоря. Расчёт полного поля с учётом его изменения во времени позволил выпол-ять непосредственный расчёт ЭДС катушек и обмоток совмещённого ВУ при произ-

вольном размещении их сторон путём дифференцирования их потокосцепления с указа ным полем.

По сравнению с МКЭ модель по МУМС позволяет в сотни раз быстрее пров дить необходимые расчёты при сохранении точности вычислений на уровне инженернь методик. Модель рассчитывает поля в зоне любой протяжённости независимо от взаи ного положения противолежащих зубчатых сердечников и характера распределения п зов.

Разработаны программные комплексы на основе практического метода удел ных магнитных сопротивлений для ускоренных расчётов магнитных полей при предпр ектных исследованиях совмещённых ВУ. МУМС может быть распространён для уск ренных расчётов магнитных полей в области воздушного зазора на другие типы электр ческих машин.

В рамках МУМС реализована математическая модель для расчёта основш зубцовой гармоники магнитного поля и индукторной ЭДС с учётом насыщения зубц! якоря и индуктора. Объяснён механизм непропорционального изменения указанных в личин по сравнению со средним значением индукции на зубцовом делении. Показано, ч происходит дополнительное перераспределение составляющих потока под зубцом и п зом из-за насыщения коронок зубцов и неравномерным насыщением зубцов индукто] под зубцом и пазом якоря. Определена эквивалентная расчётная высота коронки зуби определяющая место входа средней силовой линии потока под пазом в боковую повер ность зубца. Разработаны приближённые аналитические модели для учёта влияния нас] щения в инженерных расчётах.

5. Разработана математическая модель машино-вентильной системы "синхро ный возбудитель - 4-хфазный мостовой выпрямитель". Наиболее удовлетворительные р зультаты получены при работе преобразователя от ЭДС прямоугольной формы.

Выполнено аналитическое исследование установившихся электромагнитнь процессов 4-хфазного мостового преобразователя при прямоугольной форме ЭДС с уч том активного сопротивления фаз синхронного возбудителя, питающего преобразовател Получены аналитические зависимости для расчёта коэффициентов преобразования ток напряжения, ЭДС и коэффициентов мощности.

6. С помощью модели по МУМС определены основные закономерности влияю зубчатости индуктора и насыщения зубцов на индукторную составляющую ЭДС совм щённого ВУ. Установлен эффект увеличения индукторной ЭДС, определены условия размерные соотношения зубцовой зоны индуктора и шага якорной обмотки совмещённ го ВУ для реализации этого эффекта. Предложены аналитические выражения для учё указанного выше эффекта.

7. Выполнено исследование зависимости высших гармоник поля якоря от ге метрических соотношений зоны воздушного зазора, характерных для СМБВ. Обоснова] возможность расчёта гармоник поля якоря только с учётом зубчатости якоря при заме) зубчатого индуктора на эквивалентный гладкий. Получено аналитическое выражение к эффициента усиления высших гармоник поля реакции якоря.

8. Предложен метод расчёта результирующих векторов асинхронной и инду торной составляющих ЭДС совмещённого ПВ на основе использования продольной и п перечной составляющих поля реакции якоря. Обоснована строго определённая завис мость фазовых сдвигов между векторами составляющих ЭДС от характера нагрузки места размещения катушек на полюсном наконечнике, при этом фаза трансформаторнь составляющих остаётся неизменной, а фаза векторов составляющих ЭДС вращения изм няется при смещении катушки ПВ на полюсном наконечнике относительно оси d. Пок

)но, что пространственное смещение катушек фаз ПВ приводит к амплитудной и угло-эй несимметрии 4-фазной системы как асинхронной, так и индукторной ЭДС.

9. Рассмотрены особенности расчёта параметров совмещённых ВУ при размерили катушек в пазах шихтованных и массивных сердечников. Даны рекомендации для роектирования.

10. Выполнен анализ влияшм структуры якорной обмотки совмещённого ВУ на ;ловия работы преобразователя. Предложен алгоритм размещения фаз совмещённого У. Выделены две структуры, обуславливающие разные виды несимметрии, выявлен эф-ект компаундирования для обеих структур при амплитудной несимметрии ЭДС. Обос-звана целесообразность практического использования структуры при размещении на ^поимённых краях полюсов противолежащих фаз. Выполнено аналитическое исследо-шие электромагнитных процессов при амплитудной несимметрии ЭДС якорной обмот-1 данного типа.

11. Разработаны математические модели совмел1ённых ВУ для ускоренных рас-:тов переходных и установившихся эксплуатационных режимов работы возбуждаемой М на основе математических моделей магнитной цепи совмещённых ВУ в осях с1 и ^ В эделях учтены основные особенности совмещённых ВУ: несимметрия и насыщение толпой системы, двухсторонняя зубчатость, влияние гармонических составляющих !ДС реакции якоря возбуждаемой машины, несимметрия ЭДС полупроводниковых пре->разователей ВУ.

12. Выполнено численное и аналитическое исследование установившихся ре-имов работы СМБВ с использованием рабочих диаграмм магнитов полюсов комбини->ванного возбуждения. Выявлен эффект дополнительной форсировют потока полюсов В при изменении направления потока в крепёжных шунтирующих болтах полюсов КВ >д действием МДС обмотки возбуждения. Определены условия его реализации при про-ггировании.

13. Проведена оценка влияния структуры якорной обмотки на динамические ха-[ктеристики совмещённых ВУ с несимметричными полями возбуждения. Предложены шболее эффективные структуры, якорной обмотки совмещённого ИВ, обеспечивающие шамические режимы СД на уровне независимых СВ.

Выполнено исследование динамических характеристик СМБВ. Намечены пут | обеспечению быстродействия СМБВ на уровне ССВ. Даны рекомендации по проекти-юашпо.

14. Рассмотрены этапы и особенности проектирования СМБВ и СД с совмещён-■ш 14В, даны рекомендации _по выбору параметров и геометрических соотношений, эиведены результаты синтеза структуры обмоток ВУ, в том числе даны рекомендации | созданию датчика тока ротора с меньшим уровнем помех.

Созданы инженерные методики и пакет прикладных программ, в которых ис-льзованы оригинальные математические модели и алгоритмы расчётов с учётом всех обснностей, характерных для нетрадиционно совмещенных ВУ. Примените разработок программных коьтлексов позволит в сжатые сроки и с достаточной точностью ссчитывать основные параметры и характеристики таких ВУ, оперативно решать во-осы, связанные с участием фирмы в тендерах на поставку оборудования.' Использова-с этих комплексов при проектировании СМБВ позволит снизить стоимость и сократить удоёмкоегь и сроки выполнения ОКР.

15. Результатом проведённых теоретических и экспериментальных исследова-й явились разработка и создание опытно-промышленных образцов синхронных двига-лей с совмещённым ИВ различшх модификаций совмещённых многофункциональных сщёточных возбудителей для синхрошгых генераторов различного назначения, превос-

ходящие по технико-экономическим показателям лучшие образцы систем возбуждеш зарубежных и отечественных фирм.

Основные публикации по теме диссертации

1. Денисенко В.И., Пластун А.Т., Кичигин В.Н., Хоробрых Г.В. Расчет элекф магнитного ядра явнополюсного СД с совмещённым ИВ. Учебное пособие: указашм курсовому, дипломному проектированию и УИРС//Свердловск, УПИ, 1989. 53с.

2. Выбор параметров и оценка мощности совмещённого индукторного возбуда теля. Учебное пособие: Указания к курсовому, дипломному проектированию и УИР( Денисенко В.И., В.Н.Кичигин, А.Т.Пластун и др. //Свердловск: УПИ, 1991.47с.

3. Исследование полупроводниковой системы самовозбуждения гидрогенерат ра/В.Н.Бреев, Р.Г.Гольдин, В.И.Денисенко и др.//Электрические станции. 1967. №6. С4: 53.

4. Бармин O.A., Денисенко В.И., Пульников A.A., Белугин В.В. Некоторые р зультаты экспериментального исследования совмещённого бесщёточного индукторно1 возбудителя на физической модели//Исследование параметров и характеристик электр: ческих машин переменного тока. Свердловск: Изд-во УПИ им.С.М.Кирова, 1983. С.48-5*

5. Денисенко В.И. Бармин O.A., Липанов В.М., Хоробрых Г.В. Несимметричнь режимы 4-хфазного мостового выпрямителя совмещённого ИВ синхронной М31шшы//Та же. С.54-58.

6. Экспериментальное исследование влияния глубины паза на величину ЭД проводников фазы якорной обмотки индукторного возбудителя, расположенных в пазг массивного индуктора./В.И.Денисенко, А.Т.Пластун, А.А.Пульников и др.//Урал. пол] техн.. ин-т. Свердловск. 1982. Депон. рук. ИНФОРМЭЛЕКТРО, №338Эт-Д82, ВИНИП 1983. №2.

7. Выбор структуры якорной обмотки совмещённого ИВ/В.И.Денисенк О.А.Бармин, А.Т.Пластун и др.//Уральский политехи. ин-т. Свердловск, 1984. Депон. ру ИНФОРМЭЛЕКТРО, № 288 ЭТ-Д/84, ВИНИТИ, 1985. №3.

8. Денисенко В.И., Мартынов В.А. Особенности синхронизации синхронно! двигателя с ИВ //Уральский политехи, ин-т. Свердловск, 1984. Депон. рук. ИНФОРМ^ ЛЕКТРО, №288 ЭТ-Д/84, ВИНИТИ, 1985. №3.

9. Пластун А.Т., Денисенко В.И., Пульников A.A., Рябенко Е.И. Синхроннь двигатель с совмещённым индукторным возбудителем бесклиновой констру ции//Электрические машины с разомкнутым магнитопроводом в технолопш и привод Свердловск, УПИ. 1988. С.97-101.

10. Денисенко В.И., Пластун А.Т., Онучин Ю.А. Математическая модель си хронных машин с совмещённым индукторным возбудителем для исследования датам ческих режимов/ЛГезисы докладов 5 Всесоюзной НТК "Динамические режимы работ электрических машин и электроприводов", ч.2. Каунас, 1988. С. 60-61.

11. Разработка технического комплекса нового типа "Синхронный двигатель совмещённый возбудитель'УА.Т.Пластун, В.И.Денисенко, В.Н.Кичигин и др. //Ускореш социально-экономического развития Урала: новые материалы, техника, энергоресурс! сберегайэщие и безотходные технологии. Свердловск, 1989. С.37-39.

12. Совмещённый индукторный возбудитель синхронных двигателе В.И.Денисенко, В.Н.Кичигин, А.Т.Пластун А.Т. и др.//Проектирование и исследоват систем возбуждения мощных синхронных машин. Л.: ВНИИэлектромаш, 1989. С. 89-96.

13. Математическая модель синхронных машин с совмещённым индукторны возбудителем для исследования дттв!ческих режимов/А.Т. Пластун, В.И.Денисенк

.А.Онучин и др.//Электрические маппты и электромашинные системы/Перм. поли-<н. ин-т. Пермь, 1990. С. 8-17.

14. Пластун А.Т., Денисенко D.H., Кичигин В.Н. Переходные процессы бесщё-•шого синхронного двигателя с совмещённым индукторным возбудите-«//Динамические режимы электрических машин и электроприводов: Тезисы докл.VI есоюзн. науч.-техн. конф.: ч.2. Бишкек, 1991. С.27-28.

15. Денисенко В.И., Пластун А.Т., Онучин Ю.А. Переходные режимы синхрон-го дизель-генератора с многофункциональным бесщёточным возбудителем/Лам же. 16-17.

16. Основы проектирования бесщёточных синхронных двигателей с совмещён-м индукторным возбудителем/А.Т.Пластун, В.И.Денисешсо, Е.И.Рябенко и др. езисы доклада НТК "Проблемы электромашино-строения". Ленинград, 1991. С.86-88.

17. Денисенко В.И., Пластун А.Т. Алгоритм определения ЭДС совмещённого дукторного возбудителя сшгхронных двигателей //Электрические машины и машино-ггальные системы. Пермь, 1993. С.105-113.

18. Синхронный двигатель с совмещённым индукторным возбудителем Т.Пластун, В.И.Денисенко, Е.И.Рябенко, и др. //Электротехника. 1994. № 9. С.28-31.

19. Пластун А.Т., Пульников A.A., Денисенко В.И., Фриман Э.М. Оценка мощ-;ти и области применения совмещенного бесщёточного индуктора системы возбуже-яЛТезисы доклада I Международной конференции по электромеханике и электротех-тогии. 4.II. Суздаль, 1994. С.111 а.

20. Денисенко В.И., Пластун А.Т., Пульников A.A. Основы теории работы со-гщёшюго индукторного возбудителя синхронных двигателей//Там же. С. 111.

21. Совмещённый многофункциональный бесщёточный возбудитель гидрогене-горов малых ГЭСЯО.И.Гольмаков, Р.Г.Гольдин, В.И.Денисенко и др.//Гезисы докл. :ждународной научно-техн. конф. "Современные проблем нетрадиционной энергети-

С.-Петербург, 1994. С. 18-20.

22. Денисенко В.И. Математическая модель магнитной цепи синхронной маши-с комбинированным возбуждением//Электрические машины и электромашинные сис-ibi/Перм. госуд. техн. университет. Пермь. 1995. С. 18-26.

23. Особенности проектирования бесщёто'пых синхронных двигателей с со-:щённым индукторным возбудителем/А.Т.Пластун, В.И.Де1шсенко, А.А.Пульшжов и //Там же. С.9-18.

24. Денисенко В.И., Пластун А.Т. Упрощённая математическая модель совме-нного многофункционального бесщйточного .возбулитсля//Современные проблемы :ргетики, электромеханики и электротехнологкй. 4.2. Электромеханика и электротех-гогия. Вестник УГТУ. Екатеринбург, 1995. С. 127-141.

25. Денисенко В.И, Пластун А.Т, Хоробрых Г.В. Влияние структуры якорной ютки совмещённого индукторного возбудителя на работу четырёхфазного мостового :образователя//Там же. С119-126.

26. Лошкарёв В.П., Эльберт Е.С., Пластун А.Т., Дешгеенко В.И. О выборе сис-iu возбуждения для гидрогенераторов малых ГЭС //Там же. С.111-118.

27. Исследоваши динамических режимов работы синхронного генератора СГД-64-4 с совмещенным многофункциональным бесщсточным возбудителем типа ВБМ-7-10/Д.В.Локшин, Ю.И.Гольмаков, В.И.Денисенко и др.//Там же. С. 155-162.

28. Математическая модель магнитной цепи совмещённого многофунк-(нального бесщёточного возбудителя/В. Денисенко, А. Пластун, А.Пульников и '/Електромеханша теория i практика: Пращ науково-техшчной конференцй, присвяче-

Hoii 100-pi44io вщ дня нарождения видатного украшського вченого-електромехашка Ti хона Губенка.-JIbBiB. Славськ, 25-28 вересня. 1996р. С.77-81.

29. Совмещённый многофункциональный бесщёточный возбудительЛО.И Гольмаков, В.П.Лошкарев, Г.А.Пекерман В.И.Денисенко и др.//Там же. С.49-53.

30. Денисенко В. К расчету магнитной проводимости воздушного зазора пр двухсторонней зубчатости бесщёточных совмещённых возбудительных устройств//Та же. С.73-76.

31. Разработка и использование нового поколения многофункциональных 6ei щёточных возбудительных устройств с нетрадиционными способами совмещ« ния/Ю.Радченко, Г.Пекерман, А.Шелепов, В.Денисенко и .^.//Proceedings of the 3 Intenational scientific and technical conference on Unconventional Electromechanical an Electrical systems, 19-21 September 1997, Alushta,. The Crimea, Ukraine. Vol.2 Szeczeci Poland: Technical University Press, 1996. P.399^104.

32. Денисенко В.И. Метод удельных магнитных сопротивлений для расчёт магнитного поля многофункциональных совмещённых бесщёточных возбудительны устройств//Там же. Р.219-224.

33. Денисенко В.И. К расчету магнитной проводимости воздушного зазора пр двухсторонней зубчатости бесщёточных совмещённых возбудителей//Тезисы докладов ] Международной конференции по электромеханике и электротехнологии. МКЭЭ-9

. (ICEE-96) Украина. Крым, 1-5 октября 1996.М. 1996. С.208-209.

34. Математические модели магнитной цепи совмещённого многофункционалт ного бесщёточного возбудителя/В.И.Денисенко, А.Т.Пластун, А.А.Пульников и др./ЛГа же. С.210.

35. Совмещённый многофункциональный возбудитель синхронных маши /Ю.И.Гольмаков В.П.Лошхарев, Г.А.Пекерман, В.И.Детшсенко и др.//Там же. С.206-207.

36. Y. Kazantsev, Y. Radchenko, A. Plastun, V. Denisenko. Development an application of new generation of Multi-fuctional bmshless exiting devices with non-tradition: combination methods//Proceedings of the Ural-Electro project. Editors: Prof. Dr. i J.Melkebeek, Prof. V.Begalov. Gent, Belgium: University of Gent. Gent, 1997. P.44-51.

37. Расчет магнитного поля в воздушном зазоре совмещённого многофункцис нального бесщёточного возбудителя с учетом двухсторонней зубчатости/В.И. Денисенкс В.Н.Кичигин, О.П.Митрофанов и др.//Вопросы совершенствования электротехнологич( ского оборудования и электротехнолопш. Сб. Науч. Трудов Вып.2. Екатеринбург: УГТЬ 1997. С.217-226.

38. Технико-экономическая оценка применения совмещённых многофункцис нальных бесщёгочных возбудителей для дизельных синхронных генераторот Ю.И.Гольмаков, Г.А. Пекерман, В.И.Денисенко и др.//Там же. С.235-242.

39. Денисенко В.И., Кичигин В.Н., Мойсейченков А.Н., Пластун А.Т. Расче электромагнитного ядра совмещённого многофункционального бесщёгочного возбудите ля по упрощенной схеме замещения //Там же. С.227-234.

40. Денисенко В.И., Макаров С.Ю. Математическая модель дня расчета поля воздушном зазоре синхронного двигателя с совмещённым индукторным возбудит* лем//Электромеханические комплексы и системы управления ими. Межвуз. науч. сб Уфимский госуд. авиац. техн. унив-т. Уфа, 1998. С.13-16.

41. Денисенко В.И., Пластун А.Т., Митрофанов О.П. Расчет установившихс режимов нетрадиционно совмещённых многофункциональных бесщёточных возбудит« лей с учетом двухсторонней зубчатости//Там же. С.26-29.

< щЧ-

42. Математическая модель для расчета эксплуатационных режимов нетрадици-юго совмещённого многофункционального бесщёточного возбудителя/В. И. Денисенко, Г.Пластун, В.Н.Кичигини др./ГГам же. С.21-25.

43. Пульников А.А., Пластун А.Т., Денисенко В.И. Исследование установив-,хся режимов работы синхронного двигателя с совмещённым индукторным возбудите-.1 методом проводимостей зубцовых контуров//Электричество. 1998. №11. С .28-36.

44. Пульников А. А., Денисенко В.И., Пластун А.Т. Параметры якорной обмотки ¡мещённого индукторного возбудителя синхронного двигателя//Электротехника. 1998, 12. С. 47-53.

45. Математическая модель нетрадиционно совмещённого многофункционально бесщёточного возбудителя для исследования динамических режи-в/В.И.Денисекко, А.'Г.Пластун, В.Н.Кичигин и др//Тезисы докл. III Международной (ференции по электромеханике и электротехнологиям, Москва, Клязьма, 1998. С.247-5.

46. Расчет магнитных полей в воздушном зазоре нетрадиционно совмещённых ;будительных устройств с учетом двухсторонней зубчатости/В.И.Денисенко, [".Пластун, А.А.Пулытиков и др.//Там же. С.225-226.

47. Разработка отрезка серии многофункциональных бесщёточных возбудитель-х устройств для гидрогенераторов малых ГЭС и автономных источников электроэнер-f/Ю.Н.Радчекко, Г.А.Пекерман, В.И.Де1шсенко и др. //Там же. С.238-239.

48. Разработка многофункциональных бесщёточных возбудительных устройств [ гидрогенераторов малых ГЭС и автономных источников электроэнер-1/Ю.Н.Радченко, В.И.Денисенко, А.Т.Пластун и др.//Отечественная электромеханика пороге XXI века: сб..докладов юбилейной научной конференции, 19-20 мая 1999г., >сква. М.: Изд. ЭММЭИ, 1999. С.97-104.

49. Пульникоп А. А., Пластун А.Т., Денисенко В.И., Фриман Э.М. О применении мещённого индукторного возбудителя в бесщёточной системе возбуждения явнопо-сшх синхронных даш^гелей//Электричество. 1996. №3. с.36-45.

50. В.Денисенко, А.Пластун, В.Кичигин, А.Мойсейченков. Математическая мо-1Ь нетрадиционно совмещённого многофункционального бесщёточного возбудителя 1 исследования эксплуатационных pe>KHMOB//Proceedings of the 4rd Intenational scientific 1 technical conference on "UNCONVENTIONAL ELECTROMECHANICAL AND ECTRICAL SYSTEMS", St. Petersburg, Russia, June 21-24. 1999. P.317-322.

51. Денисенко В., Пластун А., Митрофанов О., Макаров С. Расчет электромаг-гных параметров нетрадиционно совмещённых возбудительных устройств с учетом не-лметрии магнитной системы и двухсторонней зубчатости//Там же. С.323-328.

52. Денисенко В.И., Макаров С.Ю. Применение метода удельных магнитных фотивлений для расчета коэффицис1ггов формы поля в воздушном зазоре явнополюс-х cifflxpoimix машин//Электрические машины и электроманлшные систе-У/Перм.госуд.техн.унив-т. Пермь, 1999.

53. Денисенко В.И., Пластун А.Т., Онучин Ю.А., Югаятш В.Н. Исследование плуатационных режимов компрессорных синхронных двигателей с совмещённым ин-гторным возбудителем на ЭВМ//Там же.

54. Денисенко В.И., Кичигин В.Н., Мойсейченков А.Н., Пластун А.Т. Расчет ха-ггеристики холостого хода индукторного подвозбудителя совмещённого ьшогофунк-энального бесщётощюго возбудителя по упрощенной схеме замещения возбудите/Там же.

55. Денисенко В.И., Митрофанов О.П., Пластун А.Т., Пульников A.A. К расче ЭДС индукторного подвозбудителя совмещённого многофункционального возбудителя учетом двухсторонней зубчатости.//Таи же.

56. Денисенко В.И.. Синтез структуры якорной обмотки совмещённого инду торного возбудителя синхронных двигатеяей//Там же.

57. A.c. 1715170 СССР МКИ Н02К 3/52. Ротор явнополюсной синхронной м пдщы/В.И.Денисенко, А.Т.Пластун, А.А.Пульников, В.П.Глазков, В.Б.Коваленк ИФ.Маркова, Е.И.Рябенко. №4013413124-07; Заяв. 24.12.85. 1987.

58. A.c. 1715171 СССР МКИ Н02К 3/52. Ротор явнополюсной синхронной м шины/В.И.Денисенко, А.Т.Пластун, А.А.Пульников, В.П.Глазков, В.Б.Коваленк И.Ф.Маркова, Е.И.Рябенко. № 4013413124-07; Заяв. 24.12. 1985, 1988.

59. A.c. №1510669 СССР, МКИ Н 02 К 19/16 Самовозбуждающаяся бесщёто' ная синхронная машина/В.И.Денисенко, А.Т.Пластун, Г.В. Хоробрых, Е.И.Рябенк В.Б.Коваленко, А.Б.Купцов, С.Д.Гриншпан. 1977.

60. A.c. 1833091 СССР, МКИ Н 02 Р 13/16. Устройство для управления венгил ным преобразователем/В.И.Денисенко, Е.ИРябенко, А.Т.Пластун, Г.В.Хоробры Р.Г.Гольдин, И.К.Амбросов, С.Я.Гриншпан. № 4484055, Заяв. 28.09.88.1992.

61. Устройство для управления вентильным преобразователем /В.И.Денисенк

A.Т.Пластун, А.А.Пульников и др./Положительное решение по заявке № 4632994/22-1 от21.09.90. Юс.

62. Денисенко В.И., Пластун А.Т.,'Пульников A.A., Рябенко Е.И. Синхронн явнополюсная электрическая малина с возбуждением от высшик гармоник //Пол житедьное решение по заявке на изобретение № 92014498/07 от 25 декабря 1992г.

63. A.c. № 1746485 СССР. Н 02 К 41/03. Линейная синхронная машина /В.И. Д нисенко, А.Т.Пластун, В.М.Жданов. №4736908; Заяв. 11.09.89. Бюл. № 25. 1992.

64. Патент № 2095923 RU. МКИ 6 Н 02 К 19/38, 21/04. Синхронная машина совмещённым многофункциональным бесщёточным возбудителем/ А.Т.Пласту

B.И. Денисенко, В.Т.Карташов, Р.Г.Гольдин, Ю.И.Гольмаков, Ф.Р.Корешдо А.С.Шелепов. № 94031608. Заяв. 29.08.94. Бюл. № 31. 14с.: ил. 1997.

65. Патент № 2121206 RU. МКИ 6 Н 02 К 1/14, 17/12. Статор реверсивно асинхронного двигателя/Р.Г.Гольдин, В.И.Денисенко, А.Т.Пластун, А.А.Пульников. i 94007485, Заяв. 01.03.94. Бюл. № 30. 1998.

Кроме перечисленных работ по теме диссертации опубликовано ещё 27 работ межвузовских научных сборниках, материалах различных конференций и других издан ях.

Автор выражает искреннюю благодарность доктору технических наук, профе сору Пластуну Анатолию Трофимовичу за всестороннюю помощь и поддержку, оказа ную при выполнении работы.

Уральский государственный технический университет

На правах рукописи

ДЕНИСЕНКО Виктор Иванович

АНАЛИЗ И СИНТЕЗ НЕТРАДИЦИОННО СОВМЕЩЕННЫХ БЕСЩЕТОЧНЫХ ВОЗБУДИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ С НЕСИММЕТРИЧНЫМИ ПОЛЯМИ ВОЗБУЖДЕНИЯ (развитие теории, расчет и проектирование)

Специальность 05.09.01 - Электромеханика

ДИССЕРТАЦИЯ на соискание ученой степени доктора технических наук

Научный консультант профессор, доктор технических наук Пластун А.Т.

Екатеринбург 1999

РОССИЙСКАЯ*. -

ГОСУДАРСТВЕННА

v чтштзты

Оглавление

Предисловие................................................................................................ 1 ■

ВВЕДЕНИЕ. АНАЛИЗ СОВРЕМЕННОГО СОСТОЯНИЯ ТЕОРИИ И РАЗРАБОТКИ СОВМЕЩЕННЫХ БЕСЩЕТОЧНЫХ

ВОЗБУДИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ.....................:............. 21'

В. 1. Особенности и тенденции развития совмещенных бесщеточных систем возбуждения. Анализ и синтез структур нетрадиционно совмещенных возбудительных устройств.........21

В.2. Современное состояние теории и разработки нетрадиционно совмещенных возбудительных устройств........................... 44

В.З. Постановка задачи исследования.............................................. 51

1. МЕТОД УДЕЛЬНЫХ МАГНИТНЫХ СОПРОТИВЛЕНИЙ ДЛЯ РАСЧЕТА МАГНИТНОГО ПОЛЯ В ВОЗДУШНОМ ЗАЗОРЕ И ЭДС СОВМЕЩЕННЫХ ВОЗБУДИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ С УЧЕТОМ ДВУХСТОРОННЕЙ ЗУБЧАТОСТИ.................................... 54

1.1. Постановка задачи..............................................................................54

1.2. Сущность метода. Принятые допущения и положения метода.....56

1.3. Оценка метода в сравнении с другими методами расчета проводимости воздушного зазора при двухсторонней зубчатости.........64

1.4. Способы аппроксимации точного решения поля при односторонней зубчатости............................................................................... 68

1.4.1. Аналитическое описание результатов расчета поля при односторонней зубчатости....................................................... 68

1.4.2. Использование результатов решения частных полевых задач методом конечных элементов........................................ 72

1.5. Математическая модель для расчета магнитного поля в зоне воздушного зазора............................................................................. 73

1.6. Применение метода удельных магни гных сопротивлений для расчета поля совмещенных бесщеточных возбудительных устройств. Сравнение с методом конечных элементов....................... 85

1.6.1. Расчет зубцовых гармонических составляющих магнитного поля с учетом двухсторонней зубчатости в режиме холостого хода возбуждаемой синхронной машины................ 85

1.6.2. Определение зависимости коэффициента усиления (ослабление основной зубцовой гармонической от второй зубчатости).......................................................................................... 91

1.6.3. Учет влияния насыщения зубцов.................../........................................97

1.7. Некоторые приложения метода удельных магнитных сопротивлений к задачам электромеханики................................................... 110

1.8. Экспериментальная оценка результатов расчета методом удельных магнитных сопротивлений....................................................... 117

1.9. Выводы................................................................................................ И8

2. ФИЗИЧЕСКИЕ УСЛОВИЯ РАБОТЫ И МАТЕМАТИЧЕСКИЕ МОДЕЛИ СОВМЕЩЕННЫХ ВОЗБУДИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ

2.1. Конструктивное исполнение и особенности работы совмещенного многофункционального бесщеточного возбудительного устройства (СМБВУ).........................................................................

2.2. О подходе к математическому моделированию электромагнитных процессов в СМБВ. Особенности физической картины магнитного поля.................................................................

2.3. Математическая модель СМБВ на основе расчета магнитной цепи машины в осях с!ид.................................................

2.3.1. Принятые допущения и положения модели....................

2.3.2. Особенности расчета магнитных характеристик элементов схемы замещения магнитной цепи возбудителя...............

2.3.3. Особенности моделирования МДС математической модели

магнитной цепи машины в осях d и q..............................147

2.4. Принципы формирования и решение системы нелинейных уравнений магнитной цепи в осях d и q........................................... 150

2.4.1. Формирование системы уравнений состояния магнитной

цепи СМБВ в квазиустановившемся режиме.................... 15С

2.4.2. Подход к расчету магнитных проницаемостей нелинейных элементов схемы замещения магнитной цепи возбудителя.. 155

2.4.3. Особенности расчета потоков, ЭДС и параметров якорной обмотки.................................................................. 160

2.4.3.1. Расчет потоков в зазоре и ЭДС якоря..................... 160

2.4.3.2. Расчет проводимостей магнитной цепи и коэффициентов МДС зазора............................................... 169

2.4.3.3. Расчет параметров обмоток синхронного возбудителя

2.5. Математическая модель для расчета совместной работы синхронного возбудителя и четырехфазного мостового преобразователя как единой системы................................................................... 174

2.5.1. Особенности электромагнитных процессов синхронного возбудителя при работе на преобразователь...................... 174

2.5.2. Особенности работы четырехфазного мостового преобразователя при прямоугольной форме ЭДС............................... 184

2.5.3. Внешняя характеристика и коэффициенты преобразования тока и напряжения. 186

2.5.4. Учет влияния активного сопротивления обмотки якоря....... 194

2.6. Особенности математической модели СМБВУ с учетом двухсторонней зубчатости на основе метода удельных магнитных сопротивлений............................................................. 203

2.7. Оценка математических моделей СМБВУ по результатам испытаний физических моделей и промышленных образцов............... 213

2.8. Математическая модель для расчета зубцовой состаляющей магнитного поля синхронных двигателей с совмещённым индукторным возбудителем................................................................. 217

128

135 135

146

2.8.1. Особенности применения МПЗК.............................. 218

2.8.2. Особенности применения метода удельных магнитных сопротивлений для расчета магнитного поля синхронных машин с неравномерным воздушным зазором. Оценка результатов расчета.....................................................221

2.9. Выводы..............................................................................................224

3. МАТЕМАТИЧЕСКИЕ МОДЕЛИ ВОЗБУДИТЕЛЬНЫХ УСТ- . РОЙСТВ, СОВМЕЩЕННЫХ С ВОЗБУЖДАЕМОЙ МАШИНОЙ.....228

3.1. Физические условия и особенности работы возбудительных устройств, совмещённых с возбуждаемой синхронной машиной. Эквивалентная схема замещения совмещённого возбудительного устройства............................................................................ 228

3.2. Алгоритм расчета ЭДС совмещённых ВУ на основе МУМС....... 233

3.3. Учет и оценка влияния насыщения зубцов и зубчатости индуктора на величину основной зубцовой гармоники ЭДС возбудительного устройства...........................................................................236

3.3.1. Определение коэффициента насыщения коронок зубцов.... 238

3.3.2. Оценка и учёт влияния зубчатости индуктора на величину индукторной ЭДС СМБВ.........................................................245

3.4. Определение гармоник поля реакции якоря возбуждаемой синхронной машины.......................................................................... 260

3.4.1. Учёт влияния зубчатости якоря...............................................263

3.4.2. Учёт влияния явнополюсной конструкции............................268

3.5. Расчёт ЭДС совмещённых возбудительных устройств.................272

3.5.1. Определение асинхронной составляющей ЭДС 4-хфазного совмещённого ПВ.................................................273

3.5.2. Расчёт индукторной составляющей ЭДС совмещённого

ПВ................................................................................................281

3.6. Физические условия работы совмещённого индукторного возбудителя синхронных двигателей. Особенности расчёта

ЭДС ИВ..............................................................................................287

3.7. Расчёт параметров совмещённых возбудительных устройств......293

3.7.1. Особенности расчёта параметров совмещённого ИВ синхронных машин...................................................................295

3.7.2. Особенности расчёта параметров обмотки якоря совмещённого ПВ СМБВ...................................................................306

3.8. Определение выпрямленного напряжения и внешней характеристики совмещённого возбудительного устройства.....................308

3.8.1 Влияние структуры якорной обмотки совмещённого ВУ

на условия работы полупроводникового преобразователя.... 308 3.8.2. Несимметричные режимы работы четырёхфазного

мостового выпрямителя при питании от индукторной обмотки типа АВ<Х)................................................................312

3.8.3. Несимметричные режимы работы четырёхфазного

мостового выпрямителя при питании от индукторной

обмотки типа АС-ЕЮ................................................................ 317

3.9. Выводы................................................................................................ 320

4. ИССЛЕДОВАНИЕ И АНАЛИЗ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ РЕЖИМОВ СИНХРОННЫХ МАШИН С СОВМЕЩЁННЫМИ ВОЗБУДИТЕЛЬНЫМИ УСТРОЙСТВАМИ....................................................... 326

4.1. Предварительные замечания............................................................. 326

4.2. Математическая модель явнополюсной синхронной машины с совмещённым ИВ для исследования эксплуатационных режимов................................................................................................ 327

4.2.1. Структура математической модели......................................... 327

4.2.2. Алгоритм определения электромагнитных параметров

, якорной обмотки индукторного возбудителя......................... 333

4.2.3. Экспериментальная оценка математической модели............ 336

4.3. Исследование и анализ эксплуатационных режимов синхронного двигателя с совмещённым индукторным возбудителем....... 339

4.3.1. Исследование особенностей работы совмещённого индукторного возбудителя в установившихся режимах работы.... 339

4.3.2. Переходные процессы синхронного двигателя с совмещенным индукторным возбудителем при кратковременном снижении питающего напряжения.......................................... 346

4.3.3. Особенности синхронизации синхронного двигателя при различных структурах якорной обмотки индукторного возбудителя................................................................................ 359

4.4. Математическая модель для исследования эксплуатационных режимов СМБВУ................................................................................ 362

4.4.1. Оценка степени неравномерности распределения потоков

в магнитопроводе СМБВ.................................................................. 365

4.4.2. Блок-схема программы расчета СМБВ................................... 369

4.4.3. Особенности математической модели..................................... 384

4.5. Анализ установившихся режимов работы....................................... 388

4.5.1. Исходный режим при отсутствии тока возбуждения............ 388

4.5.2. Режим отрицательного возбуждения....................................... 399

4.5.3. Номинальный режим работы.....................................................409

4.5.4. Установившийся режим форсировки СМБВ при заданном _токе возбуждения....................................................................... 420

4.6. Исследование и анализ эксплуатационных режимов СМБВУ...... 428

4.6.1. Статические характеристики СМБВ....:.................................. 428

4.6.2. Процесс самовозбуждения СМБВ. Оценка влияния схем совмещенной якорной обмотки ПВ на процесс самовозбуждения.....................................................................................430

4.6.3. Режим форсировки.................'...................................................436

4.7. Основные выводы.............................................................................. 440

5. СИНТЕЗ ПАРАМЕТРОВ НЕТРАДИЦИОННО СОВМЕЩЕННЫХ

ВОЗБУДИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ ДЛЯ ОБСЕПЕЧЕНИЯ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ РЕЖИМОВ БЕСЩЕТОЧНЫХ СИНХРОННЫХ МАШИН........................................................................................... 443

5.1. Основные этапы проектирования СМБВУ...................................... 433

5.2. Особенности проектирования синхронного возбудителя.............. 446

5.2.1. Структура и схема соединения якорной обмотки..................

5.2.2. Определение расчётной мощности.......................................... 449

5.2.3. Основные закономерности, определяющие выбор главных размеров и числа полюсов возбудителя................................. 450

5.2.4. Выбор соотношение геометрических размеров области воздушного зазора возбудителя из условия обеспечения максимальной мощности индукторного подвозбудителя..... 453

5.3. Особенности проектирования совмещённого ПВ........................... 455

5.3.1. Синтез структуры якорной обмотки совмещённых индукторного и асинхронного подвозбудителей для обеспечения заданной кратности форсировки...................................... 456

5.3.1.1. Выбор шага и способа размещения совмещённой якорной обмотки при различных частотах ЭДС совмещённых подвозбудителей..........................................457

5.3.1.2. Выбор числа и способа размещения фаз совмещённого ПВ............................................................................465

5.3.2. Выбор соотношения геометрических размеров зубцовой зоны индуктора из условия обеспечения максимальной мощности совмещённого подвозбудителя..............................472

5.3.3. Выбор соотношения долевого участия между асинхронным и индукторным подвозбудителями..................................474

5.4. Синтез параметров для обеспечения мощности источника питания АРВ и работоспособности датчика тока ротора....................................477

5.4. Г. Выбор геометрических размеров магнитной цепи СМБВУ

с учетом размещения постоянных магнитов..........................477

5.4.2. Синтез структуры схемы для обеспечения работоспособности датчика тока ротора возбудителя............................... 479

5.5. Особенности проектирования бесщёточных синхронных двигателей с совмещённым индукторным возбудителем........................487

5.6. Синтез структуры якорной обмотки совмещённого индукторного возбудителя синхронных двигателей......................................494

5.7. Основные принципы проектирования совмещённого индукторного возбудителя................................................................................497

5.7.1. Определение главных размеров ИВ........................................497

5.7.2. Принципы построения якорной обмотки ИВ.........................499

5.7.3. Выбор параметров индукторной обмотки..............................500

5.7.4. Определение геометрических размеров зубцовой зоны возбудителя...............................................................................502

6. ПРОМЫШЛЕННАЯ РЕАЛИЗАЦИЯ И ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ОЦЕНКА НЕТРАДИЦИОННО СОВМЕЩЕННЫХ ВОЗБУДИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ С НЕСИММЕТРИЧНЫМИ ПОЛЯМИ ВОЗБУЖДЕНИЯ................................................................................ 504

6.1. Разработка опытно-промышленных образцов компрессорных синхронных двигателей с совмещённым индукторным возбудителем................................................................................................ 504

6.1.1. Опытный двигатель Сафоновского электромеханического завода. Результаты экспериментальных исследований......... 506

6.1.2. Опытно-промышленные образцы компрессорных синхронных двигателей Лысьвенского турбогенераторного завода (ОАО "ПРИВОД")..................................................................... 515

6.2: Разработка модификаций промышленных образцов совмещённых многофункциональных бесщёточных возбудителей для синхронных машин различного назначения.................................... 522

6.2.1. Многофункциональные возбудители для дизельных синхронных генераторов.. Основные результаты испытаний...... 522

6.2.2. Совмещенные многофункциональные бесщеточные возбудители для гидрогенераторов. Результаты испытаний.......... 529

6.2.3. Синхронные генераторы с совмещёнными многофункциональными возбудителями для газотурбинных электростанций............................................................................................... 542

6.3. Оценка эффективности применения нетрадиционно совмещенных возбудительных устройств с несимметричными полями возбуждения........................................................................................ 542

6.3.1. О подходе к технико-экономическому сравнению систем возбуждения синхронных машин............................................ 542

6.3.2. Технико-экономическая оценка применения СМБВ в системах возбуждения синхронных генераторов дизельных

и газотурбинных автономных электростанций....................552

6.3.3. О выборе системы возбуждения для гидрогенераторов

малых ГЭС.................................................................................. 558 .

6.3.4. Эффективность совмещения индукторного возбудителя с возбуждаемым синхронным двигателем.................................

ЗАКЛЮЧЕНИЕ............................................................................................... 564

ЛИТЕРАТУРА................................................................................................569

ПРИЛОЖЕНИЕ 1. Физическая модель обращенного типа для исследования индукторной составляющей магнитного поля в воздушном

зазоре явнополюсной синхронной машины............................................... 597

П1Л. Описание экспериментальной установки............................... 597

П1.2. Задачи и программа экспериментального исследования магнитного поля на универсальной модели индукторного возбудителя............................................................................... 600

П1.3. Подготовка универсальной модели к эксперименту. Оценка точности и надёжности экспериментальных данных....... 602

П1.4. Результаты экспериментального исследования магнитного

поля в зазоре индукторного возбудителя................................ 605

П1.5. Таблицы расчёта относительного провала индукции по

МУМСиМКЭ............................................................:.............. 614

ПРИЛОЖЕНИЕ 2. К расчёту зубцовых гармонических составляющих магнитного поля с учётом двухсторонней зубчатости и насыщения в

двигателе СДК2-16-44-10 КУХЛ4............................................................... 615

П2.1. Таблицы расчётных данных удельных магнитных сопротивлений и радиальной составляющей индукции по

МУМС........................................................................................ 615

ПРИЛОЖЕНИЕ 3. Программный комплекс поверочного электромагнитного расчета СМБВ на основе математической модели в осях d и q. 619 П3.1. Подход к расчёту магнитных сопротивлений схемы замещения магнитной цепи в осях ё и q........................................ 621

П3.2. К моделированию постоянных магнитов............................... 625

П