Система электроснабжения с высокооборотным электрогенератором для энергетического комплекса на базе микро-газовой турбины тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, кандидат наук Подберезная Маргарита Сергеевна

• Подберезная Маргарита Сергеевна
• кандидат наук
• 2024

Оглавление диссертации кандидат наук Подберезная Маргарита Сергеевна

Введение

Глава 1 Аналитический обзор современной научно-технической, нормативной, методической литературы, выбор типа электрической машины

1.1 Уровень технологического развития в области проектирования и производства микро-ГТУ

1.2 Особенности проектирования высокооборотных электрогенераторов для микро-ГТУ

1.3 Выбор типа электрической машины

1.4 Выводы по первому разделу

Глава 2 Проектирование высокооборотного электрогенератора для микро-ГТУ

2.1 Проектный расчет экспериментального образца высокооборотного электрогенератора для микро-ГТУ

2.1.1 Механический расчет ротора

2.1.2 Электромагнитный расчет электрогенератора

2.2 Конструкция асинхронной электрической машины с массивным ротором

2.2.1 Статор высокооборотного электрогенератора для микро-ГТУ

2.3 Использование отечественных материалов для проектирования конструкции электрогенератора

2.4 Исследование влияния неравномерности воздушного зазора между магнитопроводами статора и ротора на величину радиальных усилий

2.4.1 Определение смещения ротора с оси вращения

2.4.2 Расчет радиальных усилий действующих на ротор при неравномерном воздушном зазоре

2.5 Выводы по второму разделу

Глава 3 Система управления высокооборотным электрогенератором для микро-ГТУ

3.1 Система автоматического регулирования высокооборотной асинхронной электрической машины

3.2 Определение параметров схемы замещения асинхронной электрической машины с массивным ротором

3.3 Математическая модель асинхронной электрической машины с массивным ротором

3.4 Наблюдатель состояния высокооборотного асинхронного электрогенератора с массивным ротором

3.5 Результаты математического моделирования процессов в системе силовой преобразователь-высокооборотная электрическая машина

3.6 Выводы по третьему разделу

Глава 4 Устройство сопряжения с электрической сетью высокооборотного электрогенератора для микро-ГТУ

4.1 Разработка системы управления сетевым инвертором

4.2 Схемные решения синхронизированного с сетью инвертора

4.3 Синхронизация инвертора с сетью

4.4 Принципы построения системы регулирования инвертора ведомого сетью

4.5 Математическое моделирование процессов в системе электроснабжения с инверторами синхронизированными с сетью

4.6 Выводы по четвертому разделу

Глава 5 Экспериментальные исследования экспериментального образца высокооборотного электрогенератора с системой управления и анализ результатов для микро-ГТУ

5.1 Цели и задачи эксперимента

5.2 Предварительные экспериментальные исследования высокооборотного электрогенератора для работы с микро-ГТУ

5.2.1 Определение момента инерции ротора экспериментальной электрической машины

5.2.2 Проверка значений сопротивления обмоток постоянному току

5.2.3 Определение тока и потерь короткого замыкания при неподвижном роторе

5.2.4 Определение потерь методом холостого хода

5.2.5 Работа в номинальном режиме

5.3 Экспериментальные исследования высокооборотного электрогенератора для микро-ГТУ при работе под нагрузкой

5.3.1 Испытание на повышенной нагрузке

5.3.2 Испытание при различной частоте работы экспериментальной

электрической машины

5.4 Анализ и обобщение результатов исследовательских испытаний экспериментального образца высокооборотного электрогенератора с системой управления для микро-ГТУ

5.5 Выводы по пятому разделу

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Список использованных источников

ПРИЛОЖЕНИЕ А

ПРИЛОЖЕНИЕ Б

ПРИЛОЖЕНИЕ В

ПРИЛОЖЕНИЕ Г

ПРИЛОЖЕНИЕ Д

Введение

Актуальность темы. Активно развивающимся направлением энергетики в настоящее время является применение энергетических комплексов с распределенной генерацией энергии. Одним из ключевых элементов таких систем являются генерирующие установки малой и средней мощности, которые можно разместить в непосредственной близости от потребителей энергии. Микрогазотурбинные установки (микро-ГТУ) являются наиболее подходящим типом генерирующих устройств для рассматриваемых энергетических систем. Поэтому актуальной является задача их совершенствования и разработки новых, эффективных устройств.

Эффективность микро-ГТУ зависит от частоты вращения турбины. В востребованном диапазоне мощностей 50 - 200 кВт она должна составлять величину порядка 200 000 об/мин. В реальных системах частота вращения микро-ГТУ ограничивается высокооборотным электрогенератором (ЭГ), который располагается на общем валу с газовой турбиной. Повышение частоты вращения высокооборотного ЭГ позволяет существенно повысить эффективность микро-ГТУ. При мощности 100 кВт большинство существующих высокооборотных ЭГ работают с частотой вращения 60 000 об/мин. Поэтому актуальной является решаемая в диссертации задача разработки высокооборотного ЭГ мощностью 100 кВт и частотой вращения 100 000 об/мин.

Высокооборотный ЭГ, расположенный на одном валу с газовой микротурбиной, имеет частоту выходного напряжения до 2 кГц. Для работы совместно с электрической сетью промышленной частоты (50 Гц) необходимо использование статического полупроводникового преобразователя с возможностью синхронизации с сетью. Поскольку для газовой турбины недопустимы резкие изменения нагрузки со стороны ЭГ, в схеме преобразователя должно быть предусмотрено наличие реостатного тормоза, поэтому для работы совместно с высокооборотным ЭГ целесообразно применение преобразователей со звеном постоянного напряжения. В этом случае на выходе ЭГ устанавливается

активный выпрямитель, работающий на звено постоянного напряжения, общее с подключенным к электрической сети инвертором (сетевой инвертор).

Генератор состоит из электрической машины, активного выпрямителя, звена постоянного тока, сетевого выпрямителя и системы управления, то есть является электротехническим комплексом.

Целью диссертационной работы является развитие научной базы проектирования высокооборотных электрогенераторов используемых совместно с газовыми микро-турбинами.

Для достижения поставленной цели в диссертационной работе решались следующие задачи:

1 Определение типа и конструктивных решений электромеханического преобразователя.

2 Выбор схемных решений преобразователя электроэнергии для высокооборотного электрогенератора;

3 Разработка методики определения параметров схемы замещения высокооборотного электрогенератора для микро-ГТУ.

4 Разработка структуры и алгоритмов функционирования системы автоматического регулирования высокооборотного электрогенератора для микро-ГТУ.

5 Исследование электромагнитных и электромеханических процессов в высокооборотном электрогенераторе в различных режимах работы с помощью методов математического моделирования.

6 Проведение экспериментальных исследований, обоснование правильности принятых при разработке высокооборотного электрогенератора научных положений и технических решений.

Объект исследования - высокооборотный электрогенератор для электрического комплекса на базе микро-газовой турбины с мощностью 100 кВт и частотой вращения 100 000 об/мин.

Предмет исследования - электромагнитные и электромеханические процессы в высокооборотном электрогенераторе для энергетического комплекса на базе микро-газовой турбины.

Положения выносимые на защиту

1. Методика проектирования высокооборотного генератора предназначенного для работы с газовыми микро-турбинами.

2. Методика определения параметров высокооборотной асинхронной электрической машины с массивным ротором.

3. Идентификатор состояния асинхронной электрической машины с массивным ротором на основе расширенного фильтра Калмана.

4. Результаты анализа электромагнитных и электромеханических процессов в высокооборотном электрогенераторе.

Научная новизна диссертационной работы:

1. Предложенная методика проектирования позволяет, в отличие от известных, разрабатывать высокооборотные электрогенераторы, предназначенные для работы совместно с газовыми микро-турбинами.

2. Разработанная математическая модель асинхронной электрической машины с массивным ротором, предназначенная для использования при синтезе фильтра Калмана, позволяет, в отличие от известных учитывать больше одного контура на роторе.

3. Предложенная методика определения параметров схемы замещения высокооборотной электрической машины для работы с микрогазовой турбиной, отличается, от известных тем, что позволяет определять параметры электрической машины с массивным ротором.

4. Применение расширенного фильтра Калмана в идентификаторе состояния электрической машины позволяет контролировать изменения таких параметров, как активное сопротивление и индуктивность рассеяния ротора, в процессе работы высокооборотного электрогенератора.

Методы исследований. Для решения поставленных задач были использованы теории электрических машин, метод конечных элементов, теории автоматического управления, методы математического анализа, математического и схемотехнического моделирования, численное моделирование на ПЭВМ с использованием программных комплексов ББММ и МайаЪ БтыИпк.

Исследования проводились на экспериментальных образцах высокооборотного электрогенератора и подтверждены результатами испытаний в составе энергетического комплекса на основе газовой микро-турбины в 2019 г.

Теоретическая значимость диссертационной работы:

1) разработанный метод определения параметров схемы замещения высокооборотного электрогенератора, позволяет расширить знания об электромагнитных процессах в асинхронной электрической машине с массивным ротором вследствие повышения точности теоретического расчета активных сопротивлений и индуктивностей на этапе проектирования, без проведения экспериментальных исследований;

2) обоснована необходимость применения в качестве наблюдателя состояния высокооборотной асинхронной электрической машины с массивным ротором расширенного фильтра Калмана с контролем параметров электрической машины;

3) обоснована необходимость расчета величины потерь в магнитопроводе по результатам расчетов методами теории поля при поиске рациональных геометрических соотношений асинхронной электрической машины с массивным ротором.

Практическая ценность работы состоит в следующем:

1. Разработаны методы и алгоритмы проектирования высокооборотного генераторного оборудования для микро-ГТУ.

2. Выработаны рекомендации по выбору типа и конфигурации высокооборотного электрогенератора для электрического комплекса на базе микро- газовой турбины;

3. Разработаны предложения по проектированию высокооборотного электрогенератора мощностью 100 кВт, предназначенного для работы с газовой микротурбиной;

4. Предложена методика расчета параметров схемы замещения высокооборотного электрогенератора, позволяющая определять параметры схемы замещения по известной конфигурации активного слоя на этапе проектирования;

5. Разработан и изготовлен высокооборотный электрогенератор для газовой микротурбины с мощностью 100 кВт и частотой вращения 100 000 об/мин. При проектировании выбран электрогенератор асинхронного типа с массивным ротором. Особенностью разработанной конструкции является применение пятифазной обмотки статора.

6. Разработана система управления экспериментального образца высокооборотного электрогенератора для микро-ГТУ.

Результаты работы используются в учебном процессе ФГБОУ ВО РГУПС при обучении студентов направления «Электро- и теплотехника «Электромеханика и электрические аппараты».

Результаты исследования нашли применение при проведении исследований в рамках Соглашения № 14.604.21.0174 о субсидировании от 26.09.2017, тема: «Разработка научно-технических решений для создания эффективного высокоскоростного генераторного оборудования для газовой микро-турбины» по заказу Министерства образования и науки Российской Федерации, Федеральной целевой программы (ФЦП) «Исследования и разработки в соответствии с приоритетными направлениями развития российской науки и техники на 2014 -2020 годы», уникальный идентификационный код прикладных исследований (проект) - КЕЫБЕ160417Х0174.

Степень достоверности полученных результатов, защищаемых в настоящей работе, обусловливается использованием известных физических закономерностей и апробированных методик, которые подтверждаются соответствием с экспериментальными данными на опытном образце высокооборотного электрогенератора, полученными в ходе выполнения работ в рамках соглашения № 14.604.21.0174 о субсидировании от 26.09.2017, тема: «Разработка научно-технических решений для создания эффективного высокоскоростного генераторного оборудования для газовой микротурбины» по заказу Министерства образования и науки Российской Федерации, Федеральной целевой программы (ФЦП) «Исследования и разработки в соответствии с приоритетными направлениями развития российской науки и техники на

2020 годы», уникальный идентификационный код прикладных исследований (проект) - RFMEFI60417X0174.

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Система электроснабжения с высокооборотным электрогенератором для энергетического комплекса на базе микро-газовой турбины»

Апробация работы.

Результаты диссертационного исследования обсуждались и были положительно оценены на Международных научно-практических конференциях «Транспорт-2015», «Транспорт-2016», «Транспорт-2017», «Транспорт-2018», «Транспорт-2019», «Транспорт-2020», «Транспорт-2021» РГУПС; «Энергетика транспорта. Актуальные проблемы и задачи» 2015; «Транспорт: наука, образование, производство труды международной научно-практической конференции» 2016; Международная научно-практическая конференция "ТРАНСПОРТ: НАУКА, ОБРАЗОВАНИЕ, ПРОИЗВОДСТВО" 2018; Международной научно-практической конференции посвященной 90-летию Ростовского государственного университета путей сообщения "Актуальные проблемы и перспективы развития транспорта, промышленности и экономики России"("ТрансПромЭк-2019") 2019; Международной научно-практической конференции «Энергетика транспорта. Актуальные проблемы и задачи» 2019; IV Международной научно-практической конференции «Энергетика транспорта. Актуальные проблемы и задачи» 2020.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 35 научных работ, в том числе 2 статьи в рецензируемых научных изданиях, входящих в перечень ВАК, 6 статей в изданиях, включенных в базу данных Scopus и 1 патент.

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, заключения, списка литературы из 97 наименований. Общий объем работы 230 страниц, включая 54 иллюстраций и 40 таблиц.

Глава 1 Аналитический обзор современной научно-технической, нормативной, методической литературы, выбор типа электрической

машины

В настоящее время одним из перспективных направлений развития энергетики является применение распределенных энергетических систем. Одной из особенностей Российской Федерации является неравномерная плотность заселения территорий. По данным различных исследований порядка 70% территории России не имеют централизованного электроснабжения. Организация электроснабжения для удаленных потребителей требует значительных затрат на прокладку и содержание электрических сетей, подстанций и другой инфраструктуры. Эти затраты не окупаются в малонаселенных районах с низкой плотностью населения. При потребляемой мощности менее нескольких мегаватт экономически оправданным является применение автономной генерации.

Применение мини-ТЭЦ является практически безальтернативным для энергоснабжения отдаленных населенных пунктов, вахтовых поселков, буровых установок, объектов, расположенных в труднодоступной местности. Также существует потребность в устройствах автономной генерации как резервных (аварийных) источников электроэнергии для потребителей, не допускающих перерывов в электроснабжении (производства непрерывного цикла, связь, системы жизнеобеспечения). Такие системы являются востребованными в сельском хозяйстве для организации электроснабжения удаленных объектов и утилизации отходов.

В указанных случаях наиболее востребованными, являются установки генерации электроэнергии единичной мощностью от 30 до 200 кВт [1]. Объединение несколько установок в кластер позволяет осуществить резервирования и маневр мощностью и обеспечить надежное и эффективное энергоснабжение потребителей. В настоящее время в качестве автономных источников энергии в указанных случаях наибольшее распространение получили дизель-генераторные установки. Одним из существенных недостатков систем на

их основе является высокий уровень выбросов в атмосферу, значительный шум и вибрации, высокая стоимость топлива, поэтому в настоящее время получили развитие установки, использующие газовое топливо. Это может быть природный или сжиженный газ, биогаз получаемый в результате разложения органики.

В рассматриваемом диапазоне мощностей возможно применение газопоршневых и газотурбинных установок. Для организации автономных систем энергоснабжения рациональным является применение газовых микротурбинных установок (микро-ГТУ) [2]. По сравнению с газопоршневыми установками применение микротурбин позволяет снизить выбросы в атмосферу вредных веществ, добиться уменьшения уровня шума и вибраций, возможность работать в широком диапазоне нагрузок [3]. Это позволяет использовать их на объектах с неравномерным потреблением электрической и тепловой энергии, в местах с жесткими требованиями к выбросам в окружающую среду. Также, оправданным является применение микротурбинных установок для утилизации избытка тепловой энергии и преобразования ее в электрическую в существующих энергетических системах предприятий или в городском хозяйстве.

1.1 Уровень технологического развития в области проектирования и

производства микро-ГТУ

В настоящее время производство микро-ГТУ активно развивается. Ведущими мировыми производителями являются фирмы Capstone Turbine Corporation (США, ранее Elliott Energy Systems Inc. сайт www.capstoneturbine.com)

[4], Ingersoll-Rand (США, сайт http://company.ingersollrand.com), Calnetix Power Solutions (США, сайт www.calnetix.com), Turbec (Италия, http://www.turbec.com)

[5]. Высокооборотные электрические машины (ЭМ) для применения в микро-ГТУ разрабатывает и производит компания Elektromaschinen und Antriebe AG (Швецария, сайт www.e-und-a.ch). Предлагаемые ими микро-ГТУ работают режиме когенерации. Они имеют различную конструкцию, применяемые

технические решения, варианты компоновки. Мощность существующих установок находится в диапазоне от 30 до 350 кВт.

В России проектированием и производством микро-ГТУ и электрогенераторов для них занимаются ООО «Научно-технический центр Микротурбинные технологии» (г. Санкт-Петербург, сайт www.stc-mtt.ru). Компанией был разработан микро-турбинный комплекс МТГ-100 мощностью 100 кВт с электрическим КПД 31% и коэффициентом использования энергии 75%. ЭГ находится на общем валу с турбиной. Частота вращения вала равна 60 000 об/мин. В качестве опор вала применяются газодинамические подшипники.

Проектированием и производством роторов и высокоскоростных ЭМ занимается компанией Вэлма (г. Калуга, сайт www.w-elma.com). Этой компанией предлагаются высокооборотные ЭМ различной мощности, в том числе ЭГ-70 (70 кВт, 96 000 об/мин) и ЭГ-100 (100 кВт, 60 000 об/мин). Научно-производственное объединение «ЭРГА» (г. Калуга, сайт http://erga.ru) по индивидуальным техническим заданиям проектирует, изготавливает опытные образцы, проводит стендовые испытания и организует мелкосерийное производство высокоскоростных ЭМ переменного тока на постоянных магнитах (ПМ). Аналогичные работы выполняет ОАО «ЭЛЕКТРОАГРЕГАТ» (г. Курск, сайт www.electroagregat.ru).

Значительным опытом проектирования и производства высокооборотных ЭМ для авиационной и космической отрасли обладает Научно-производственная корпорация «Космические системы мониторинга, информационно-управляющие и электромеханические комплексы» имени А.Г. Иосифьяна (Корпорация «ВНИИЭМ») - российское приборостроительное предприятие, входящее в структуру Роскосмоса [6].

Анализ состояния разработки и производства микро-ГТУ и высокооборотных ЭМ показал, что продукция перечисленных компаний, ориентированная на этот сегмент рынка, не выпускается серийно и существует, в основном в виде экспериментальных или опытных образцов. В основном

энергетические установки для автономной генерации создаются на оборудовании зарубежных производителей.

1.2 Особенности проектирования высокооборотных электрогенераторов

для микро-ГТУ

Проектирование высокооборотных ЭГ для использования в составе микро-ГТУ является сложной, комплексной задачей. В настоящее время работу в этом направлении ведет значительное количество исследовательских коллективов. Ведущие производители микро-ГТУ продают только готовое оборудование и не раскрывают технические детали устройства микро-турбин и генераторов. Применяемые технические решения и технологии являются ноу-хау фирм и недоступны для использования.

В России существуют разработки ЭМ пригодных для использования в качестве высокооборотных ЭГ на мощности порядка 50 - 70 кВт и частотой вращения до 60 000 об/мин. В настоящее время нет сложившегося представления о конфигурации ротора, способах управления, типах применяемых подшипников, поэтому в процессе выполнения проекта - создании высокооборотного ЭГ для микро-ГТУ - необходимо проведение исследований в области определения типа ЭМ, поиска рациональной конструкции ротора, применяемых активных и конструкционных материалов, схемных решений и способов управления преобразователем электроэнергии. Одним из наиболее сложных элементов рассматриваемых ЭМ являются опоры вала. В их качестве могут быть использованы газодинамические подшипники.

В подходах, применяемых к разработке ЭМ, существует сложившаяся последовательность проектирования, в основе которой лежат электромагнитные расчеты, по результатам которых определяются электромагнитные нагрузки магнитной цепи и размеры активных элементов. После этого проводятся механические и тепловые расчеты. По результатам этих расчетов, в случае необходимости, полученные на предыдущем этапе размеры, корректируются.

Указанная последовательность расчетов основана на том, что сравнительно легко учитываемые на стадии электромагнитного расчета электрические и магнитные потери намного превышают механические и дополнительные. Применение такого подхода дает хорошие результаты для низкооборотных электрических машин, так как не учитываемые в ходе электромагнитного расчета потери не оказывают существенного влияния на энергетический баланс проектируемого двигателя или генератора и могут быть достаточно точно оценены исходя из опыта проектирования.

В составе микро-ГТУ ротор ЭГ вращается с высокой скоростью. Баланс потерь, по сравнению с традиционными ЭМ меняется. Электрические потери снижаются, магнитные потери возрастают, а механические и дополнительные потери оказывают преобладающее влияние. Кроме того, рассматриваемый высокооборотный ЭГ является электрической машиной напряженной в тепловом отношении. В случае использования ПМ необходимо учитывать, что их энергетические характеристики зависят от температуры, поэтому применение традиционного подхода к проектированию ЭМ может являться причиной появлений значительных несоответствий проектного расчета. Вследствие этого в дальнейшем будет использоваться комбинированный подход, при котором механические и электромагнитные расчеты высокооборотного ЭГ выполняются взаимосвязано [6,7]. Важной особенностью проектируемой ЭМ является то, что она предназначена для работы с силовым преобразователем электроэнергии (СПЭ) на полупроводниковых приборах, поэтому при ее проектировании необходимо учитывать влияние способов регулирования на режимы работы электрогенератора, а также высших гармоник тока и напряжения на потери в магнитной системе и пульсации электромагнитного момента.

В синхронной ЭМ ротор неподвижен относительно основной гармоники магнитного поля в зазоре. Его перемагничивание основной гармоникой не происходит. Однако наличие высших гармоник в напряжении статора при питании от СПЭ вызывает рост потерь как на статоре, так и на роторе. Поэтому

при формировании выходного напряжения преобразователя стремятся использовать алгоритмы, обеспечивающие наилучший гармонический состав.

Потери в меди в высокооборотных ЭМ, определяемые сопротивлением обмотки якоря и током нагрузки, наоборот, пренебрежимо малы в сравнении с другими составляющими потерь благодаря малому активному сопротивлению из-за малого числа витков и достаточно большого сечения обмоточного провода.

Применение в качестве высокооборотных ЭГ для микро-ГТУ синхронных ЭМ с ПМ на роторе подтверждается практикой ведущих мировых производителей микро-турбинных установок [1-5].

Для преобразования электроэнергии вырабатываемой ЭГ микро-ГТУ все производители используют полупроводниковый СПЭ, выполненный по схеме с явно выраженным звеном постоянного тока. Он состоит из двух мостовых трехфазных автономных инверторов на базе ЮВТ-модулей, имеющих общее звено постоянного тока. Схемные решения преобразователей различных производителей микротурбинного оборудования не имеют существенных различий.

1.3 Выбор типа электрической машины

Одной из особенностей реализации электрогенерирующих систем на базе микро-ГТУ, является то, что эффективная работа микротурбины возможна только при высоких скоростях вращения. В диапазоне мощностей до 100 - 200 кВт скорость вращения микротурбины необходимо делать не ниже 60 000 - 100 000 об/мин [6]. В этом случае электрический КПД установки может достигать 35%, а в случае комбинированной генерации электрической и тепловой энергии коэффициент использования топлива может быть доведен до 85% [7]. Высоких значений результативности микро-ГТУ можно добиться только при применении высокооборотного ЭГ работающего на той же частоте вращения, что и микротурбина. Предельная частота вращения ЭГ определяет рабочую частоту вращения микротурбины. В настоящее время большинство ЭГ мощностью до 50 -

100 кВт имеют частоту вращения порядка 60000 об/мин [8], что не позволяет в полной мере реализовать потенциал газовой микротурбины соответствующей мощности. В Российской Федерации такие генераторы не производятся. Учитывая потребность в энергетических комплексах на базе микро-ГТУ российского производства, актуальной является задача разработки электрогенератора способного работать с высокими энергетическими показателями при таких частотах вращения. Необходимо развитие научной базы проектирования высокооборотных электрических машин, выбор и оптимизация конструкции электромеханического преобразователя, создания новых активных и конструкционных материалов, схемных решений и принципов управления преобразователем электроэнергии, разработка технических решений по совмещению ЭГ и микро-турбины. В данном случае ключевым элементом разрабатываемого ЭГ является ротор и закрепление его вала в подшипниках. Выбор рациональной конструкции и применяемых материалов являются наиболее сложной и ответственной частью процесса создания высокооборотного электрогенератора.

Основной проблемой при разработке высокооборотных электрических машин является обеспечение прочности конструкции. Наиболее сложным узлом является ротор и опоры вала (подшипники) динамические свойства и прочность которых, определяют допустимую частоту вращения.

Рассматривалась ЭМ с высококоэрцитивными редкоземельными ПМ, которые обладают хорошими прочностными характеристиками при работе «на сжатие», но практически не допускают нагрузки «на растяжение». Расчеты толщины бандажа и прочности ротора для ЭМ с ПМ на 100 кВт и частотой вращение 100 000 об/мин более подробно рассмотрены в статье [9]. Анализ произведенных расчетных данных показал, что увеличение высоты ПМ практически не приводит к росту мощности ЭМ, так как приводит к увеличению толщины бандажа. Как следует из теории ЭМ [10], при неизменной линейной нагрузке мощность ЭМ определяется индукцией магнитного поля в воздушном зазоре. Было установлено, что бандаж из металлического сплава в этом случае

должен иметь значительную толщину, что приводит к существенному увеличению немагнитного зазора, снижает эффективность электрической машины и не позволяет достичь требуемой мощности 100 кВт при заданной частоте вращения.

В статье [9] был выполнен анализ влияния толщины бандажа из различных материалов на мощность высокооборотного электрогенератора с постоянными магнитами при различных частотах вращения. Использование композиционных материалов, на основе стеклянной или угольной нити, требует разработки сложной технологии изготовления бандажа и крепления постоянных магнитов. Поэтому при изготовлении бандажа из доступных материалов (например, из сплава 36НХТЮ) мощность электрогенератора при высоких частотах вращения ограничена, как показано на рисунке 1.1.

Рисунок 1.1 - Зависимость максимальной мощности ЭГ от частоты вращения

ротора

В связи с тем, что применение ротора с постоянными магнитами при указанной выше частоте вращения не позволяет достичь заданной мощности из-за проблем с прочностью бандажа, стягивающего магниты, в качестве альтернативы синхронной электрической машине с постоянными магнитами на роторе была рассмотрена асинхронная электрическая машина с массивным ротором.

Одним из основных преимуществ такой ЭМ является то, что ротор может быть выполнен с валом в виде одной детали. Это упрощает технологию изготовления и сборки (микро) энергетического комплекса.

1.4 Выводы по первому разделу

1) В настоящее время применение микро-ГТУ является одним из наиболее активных направлений развития автономных энергетических систем.

2) Эффективная работа газовой микро-турбины мощностью 60 - 200 кВт возможна при высоких частотах вращения (порядка 100 000 - 150 000 об/мин).

3) Частота вращения микро-турбины ограничена допустимой частотой сопряженного с ней ЭГ.

4) Одной из наиболее сложных проблем при проектировании высокооборотных ЭГ является решение обеспечения прочности конструкции ротора. Конструкция статора высокоскоростных ЭГ с различными типами роторов не имеет существенных отличий. Статор выполняется традиционного для электрических машин переменного типа из шихтованной электротехнической стали с распределенной трехфазной обмоткой.

5) Увеличение частоты вращения приводит к необходимости увеличения толщины бандажа, который является дополнительным воздушным зазором. В результате снижается индукция в воздушном зазоре ЭМ, что ограничивает ее мощность.

6) Увеличение высоты ПМ практически не влияет на индукцию в воздушном зазоре. Причиной этого является то, что при увеличении высоты ПМ также увеличивается и толщина бандажа. Это приводит к увеличению суммарного немагнитного зазора и компенсирует эффект от увеличения высоты ПМ.

7) Для увеличения мощности ЭГ с частотой вращения 100 000 об/мин предложено использовать массивный асинхронный ротор из нержавеющей стали с магнитными свойствами типа 455. Диаметр ротора, определяемый прочностными характеристиками материала, равен 45 мм.

Глава 2 Проектирование высокооборотного электрогенератора для микро-

ГТУ

Анализ прочностных характеристик роторов высокооборотных электрических машин показал, что при мощности 100 кВт и частоте вращения 100 000 об/мин применение ПМ нецелесообразно, как было указано в первой главе. Было установлено, что бандаж из металлического сплава в этом случае должен иметь значительную толщину, что приводит к существенному увеличению немагнитного зазора, снижает эффективность электрической машины и не позволяет достичь требуемой мощности 100 кВт при заданной частоте вращения.

В качестве альтернативы ЭМ с постоянными магнитами на роторе рассмотрена асинхронная ЭМ с массивным ферромагнитным ротором [11]. В этом случае ротор выполняется в виде сплошного цилиндра из материала с ферромагнитными свойствами. При правильно выбранном материале такой ротор обладает гораздо более высокими прочностными характеристиками по сравнению с ротором с постоянными магнитами и позволяет добиться сопоставимых показателей эффективности.

Вследствие того, что машина является высокооборотной и должна работать при частоте вращения 100 000 об/мин, одним из наиболее важных вопросов при проектировании является прочность ротора, поэтому перед выполнением электромагнитных расчетов необходимо оценить максимально допустимый диаметр ротора с точки зрения прочности и рассчитать собственные частоты ротора.

2.1 Проектный расчет экспериментального образца высокооборотного

электрогенератора для микро-ГТУ

2.1.1 Механический расчет ротора

Проектирование асинхронной машины с массивным ротором, входящей в состав микро-ГТУ, представляет собой сложную задачу, так как машина должна работать как в качестве двигателя, так и генератора. В качестве двигателя она используется во время запуска и разгона паровой турбины, малого вращающего момента турбины может не хватить для преодоления сопротивления в подшипниках на малых скоростях вращения. В качестве генератора, машина преобразует энергию частоты вращения турбины в электрическую энергию, когда турбина достигает установившейся скорости вращения.

Первым этапом в разработке конструкции асинхронной машины с массивным ротором является выбор параметров вала. Для электрической машины, которая будет работать вместе с микротурбиной, необходимо разместить вал горизонтально вместе с ротором, чтобы машина могла передавать вращающий момент через него. При этом вал должен выдерживать дополнительные изгибающие силы, которые возникают при соединении машины с микротурбиной. Кроме того, на вал действуют силы магнитного притяжения и усилия, вызванные колебаниями и дисбалансом вращающихся частей, поэтому критическая частота вращения должна быть выше рабочей частоты машины. Для надежной работы вал должен быть сконструирован с достаточной прочностью, чтобы не возникало остаточных деформаций под действием нагрузок, а ротор должен быть достаточно жестким, чтобы не задевать статор в процессе работы машины [12,13].

«Механический расчет ротора»

Выбор в качестве ротора высокооборотной электрической машины, выполненного в виде сплошной детали, обуславливает особенности конструкции машины в целом. Так выбор такого ротора требует увеличить активную длину

машины и при этом уменьшить величину воздушного зазора между ротором и статором. Однако при этом высокая скорость вращения ротора, даже выполненного в виде сплошной детали не позволяет получить ротор с достаточно большим числом отношения радиуса ротора к его длине. В связи с этим особое внимание при проектировании высокооборотной машины необходимо уделить анализу частотных характеристик ротора.

В качестве материала вала была выбрана нержавеющая магнитная сталь типа AMS 5617 (А^1 455) относящаяся к классу прецизионных сплавов, обладающая высокими прочностными характеристиками и жаростойкостью. Она имеет индукцию насыщения порядка 1,4 Тл, допустимую рабочую температуру до 1000°С и предел прочности более 1200 МПа. Учитывая высокие прочностные характеристики материала, вал электрогенератора может быть выполнен в виде одной детали с ротором. Тогда конструкция ротора будет представлять собой деталь вращения из сплошного материала, простой геометрической формы (наиболее простой из всех возможных), с гладкой поверхностью. Механический расчет вала приведен в ПРИЛОЖЕНИИ А.

Эскиз вала электрической машины с массивным ротором, для которого производился расчет, представлен на рисунке 2.1.

Рисунок 2.1 - Основные размеры ротора высокооборотной асинхронной ЭМ

Расчет критической частоты вала, проведенный по методике, изложенной в [12,13], вынесен в ПРИЛОЖЕНИЕ Б, результаты приведены в таблице 2.1.

Таблица 2.1 - Таблица значений параметров при расчете вала

Обозначение параметра Значение параметра Обозначение параметра Значение параметра

^ 45 мм тр.с. 5951 г

/п 2,927-Ю-6 мм / 1,41 10-7 мм

/м 1,623 10-6 мм / 1, 764 10-6 мм

«к1 77846 об/мин Пк2 311387 об/мин

По результатам расчетов, приведенным в таблице 2.1, видно, что номинальная частота вращения 1667 Гц (100 000 об/мин) находится между первой и второй критическими частотами ротора. По этой причине ротор нельзя считать жестким. При этом наиболее близкая, первая критическая частота отличается от номинальной более чем 20%. Вследствие чего возможна устойчивая работа электрической машины на номинальной частоте вращения [12,13]. Кроме того из результатов видно, что значение суммарного прогиба вала мала и не оказывает влияния на электромагнитные процессы. Это означает, что величина воздушного зазора должна определяться исходя из значения люфта в используемых подшипниках. По технологическим причинам величина воздушного зазора принята 0,3 мм.

2.1.2 Электромагнитный расчет электрогенератора

Для расчета ЭМ рассматривалась как трехфазная, так и пятифазная обмотка. В качестве материала для создания ротора была выбрана прецизионная нержавеющая магнитная сталь типа AMS 5617 (АШ 455) американского производства, которая обладает высокими прочностными и жаропрочными характеристиками. Вихревые токи в стали будут способствовать созданию электромагнитного момента в выбранной конструкции. В связи с высокой прочностью материала, возможно соединение вала электрогенератора и ротора в один элемент. Ротор будет представлять собой простую геометрическую форму с гладкой поверхностью, выполненную из сплошного материала. Диаметр ротора выбирается на основе прочностных условий.

Диаметр ротора определяется по условиям прочности. Сталь АШ 455 имеет следующие характеристики:

Предел текучести аст = 1345 МПа

Плотность рст = 7760 кг/м3

Расчет пятифазной обмотки, проведенный по методике, изложенной в [10], вынесен в приложение А. Расчет трехфазной обмотки производился по аналогии и в работе не приводился.

Особенностью разрабатываемого ЭГ является высокая частота вращения и, следовательно, высокая частота основной гармоники напряжений и токов статора. Рассматриваемый ЭГ работает совместно со статическим полупроводниковым преобразователем электроэнергии - автономного инвертора напряжения (АИН) на IGBT работающего в режиме активного выпрямителя. Высокая частота основной гармоники (1,66 кГц) требует применения частоты модуляции выходного напряжения не ниже 10 - 15 кГц. Это накладывает жесткие ограничения на выбор применяемых ЮВТ-модулей и применение ЭМ с одной парой полюсов (р = 1). Существует обратная зависимость между допустимым током ЮВТ-модулей и предельной частотой переключения [14]. При использовании трехфазного АИН для асинхронной ЭМ необходимо применять модули на ток до 300 А (например, SKM300GB12E4, производство Semikшn, допустимая частота переключения 10 rUw), а при использовании пятифазного инвертора - на ток до 200 А (например, SKM200GB12E4, производство Semikron, допустимая частота переключения 20 кГц). Поэтому для снижения токовой нагрузки на IGBT-модули АИН были принято решение о применении ЭМ с пятью фазами. Кроме того, это позволяет улучшить форму МДС в воздушном зазоре и снизить потери в магнитопроводе.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Подберезная Маргарита Сергеевна, 2024 год

■ / /

■

10

15

Г, Гц

Рисунок 3.12 - Зависимость электромагнитного момента от частоты тока статора

0

5

В процессе обработки полученных в ходе расчетов данных были рассмотрены три случая: с одним, двумя и тремя контурами на роторе.

Полученные значения параметров схемы замещения высокооборотного электрогенератора с массивным асинхронным ротором приведены в таблице 3.1. Параметры приведены на одну фазу. Для приведения этих параметров от пятифазной электрической машины к двухфазной, их необходимо умножить в 5/2 раза.

Таблица 3.1 - Параметры схемы замещения высокооборотного электрогенератора с массивным асинхронным ротором

Параметр Количество конту ров

1 2 3

К, Гн 0,000866 0,000601 0,000562

, Гн 0,00001732 0,00001556 0,00001541

Г, Ом 0,0286 0,0286 0,0286

С1, Гн 0,00002047 0,00001443 0,00002148

т'л, Ом 0,053301 0,012626 0,.008804

С2, Гн — 0,00004053 0,00002295

К2 , Ом — 0,25491 0,04154

С 3, Гн — — 0,00006187

К3 , Ом — — 0,626057

На рисунках 3.13 - 3.15 показаны результаты аппроксимации действительной и мнимой частей индуктивности фазы высокооборотного электрогенератора при одном, двух и трех контурах на роторе [63].

Вещественная часть Мнимая часть

о

-0.110-3 -0.2-10-3 -0.3 10-3 -0.410-3

1.0010-3 0.75 10-3 0.5010-3 0.25-10-3 0

: , , , , ■ , :

г ■

■ О О О о о _ О ий^_____ б"оов о

:. . . . . . . . . ______ . . .:

0

5

10

/, И

15

20

10 / Иг

15

20

Рисунок 3.13 - Результаты аппроксимации вещественной и мнимой частей индуктивности фазы высокооборотного асинхронного ЭГ с массивным ротором при схеме замещения с одним контуром на роторе

Вещественная часть Мнимая часть

Рисунок 3.14 - Результаты аппроксимации вещественной и мнимой частей индуктивности фазы высокооборотного асинхронного ЭГ с массивным ротором при схеме замещения с двумя контуром на роторе Вещественная часть Мнимая часть

Рисунок 3.15 - Результаты аппроксимации вещественной и мнимой частей индуктивности фазы высокооборотного асинхронного ЭГ с массивным ротором при схеме замещения с тремя контуром на роторе

Анализ результатов

Сравнение приведенных на рисунках 3.13 - 3.15 зависимостей показывает, что модель асинхронной электрической машины с одним контуром на роторе недостаточно точно аппроксимирует зависимость индуктивности фазы рассматриваемого высокооборотного электрогенератора. Это происходит из-за сильного влияния эффекта вытеснения тока в массивном роторе. Увеличение количества контуров на роторе в модели асинхронной электрической машины значительно улучшает точность аппроксимации. Однако, в этом случае сходимость решения системы уравнений (4.5) итерационным методом ухудшается

и при использовании более трех контуров необходимо задавать начальное приближение с достаточной точностью. Для решения этой задачи хорошие результаты показал подход, основанный на поэтапном увеличении количества контуров ротора в схеме замещения. На первом этапе аналитически, по методике, приведенной в [24, 48-73], определяются параметры схемы замещения с одним контуром на роторе без учета индуктивности рассеяния ротора. Найденные параметры асинхронной электрической машины используются в качестве начального приближения для схемы замещения с одним контуром, а найденные значения параметров используются в качестве начального приближения для схемы замещения с двумя контурами на роторе и т.д. В результате, поэтапно увеличивая количество контуров ротора в схеме замещения, можно обеспечить сходимость решения при количестве контуров до пяти в случае электрической машины с массивным ротором.

Анализ полученных данных показал, что для адекватного представления электромагнитных процессов в исследуемой электрической машине во всем диапазоне скольжений достаточно использовать три контура. Этот результат хорошо согласуется с приведенными в [48-50] данными. Дальнейшее увеличение количества контуров не дает заметного снижения ошибки аппроксимации, поэтому нецелесообразно. В случае, когда возникает необходимость использования модели с одним контуром на роторе, например, при решении задач управления, для адекватного воспроизведения электромагнитных процессов необходимо корректировать параметры модели в зависимости от частоты основной гармоники тока ротора (абсолютного скольжения).

3.3 Математическая модель асинхронной электрической машины с

массивным ротором

При разработке устройств, в составе которых предполагается использование высокооборотного асинхронного ЭГ с массивным ротором возникает необходимость анализа электромагнитных и электромеханических процессов в

ЭМ и преобразователе электроэнергии. На этапе проектирования требуется выполнять решение комплекса задач по поиску рациональных геометрических соотношений электромеханического преобразователя, определению эффективных способов регулирования и параметров настройки системы управления. Решение указанных задач возможно при использовании ММ высокооборотной асинхронной ЭМ. Поэтому актуальной является проблема создания модели асинхронной ЭМ учитывающей наличие массивного ротора.

Для решения указанных выше задач была разработана математическая модель высокооборотной асинхронной ЭМ с массивным ротором.

Наилучшей точностью среди моделей ЭМ обладают модели использующие методы теории поля. Однако применение такого подхода к моделированию электромагнитных процессов требует значительного времени вычислений. Для решения задач анализа электромагнитных и электромеханических процессов в ЭМ, работающих совместно с СПЭ, с учетом процессов в системе управления, рациональным является использование подхода, основанного на использовании теории обобщенной ЭМ [49, 50, 53,74].

Исследуемый высокооборотный ЭГ является асинхронной ЭМ переменного тока с массивным ротором. Для улучшения гармонического поля магнитного поля в зазоре и снижения тока в силовых полупроводниковых приборах преобразователя электроэнергии, как было указано выше, обмотка статора была выполнена пятифазной. Статор имеет традиционную пазовую конструкцию с магнитными клиньями, расположенными со стороны зазора. Число пар полюсов равно единице. Обмотка статора двухслойная, простая петлевая. Диаметр ротора равен 45 мм, наружный диаметр статора - 110 мм, воздушный зазор - 0,35 мм.

Наличие массивного ротора у рассматриваемой ЭМ делает невозможным использование стандартных математических моделей.

Математическая модель высокооборотного асинхронного ЭГ с массивным ротором построена на основе модели обобщенной ЭМ. Основные допущения, принятые при составлении модели, следующие:

• учитывается только основная гармоника магнитного поля в зазоре;

• распределенная, многофазная обмотка статора заменяется двумя расположенными ортогонально сосредоточенными обмотками;

• насыщение магнитной системы учитывается по основной гармонике магнитного поля в зазоре;

• массивный ротор заменяется системой из нескольких пар диаметральных сосредоточенных обмоток расположенных ортогонально.

Определение параметров математической модели традиционными методами, с использованием теории магнитных цепей, не позволяет добиться необходимой точности в случае электрической машины с массивным ротором. Кроме того количество систем обмоток, требуемых для учета эффекта вытеснения тока в массивном роторе, и параметры высокооборотной электрической машины, используемые при моделировании, необходимо определять с использованием методов расчета магнитного поля.

Для определения структуры (число контуров) и параметров (сопротивления, индуктивности) математической модели высокооборотного асинхронного ЭГ с массивным ротором использовался подход, описанный в предыдущем разделе, основанный на использовании результатов серии расчетов распределения магнитного поля при заторможенном роторе и питании обмотки статора синусоидальными токами с разной частотой.

Уравнения математической модели асинхронной электрической машины с массивным ротором

Одной из задач, которые должны решаться с использованием ММ разработанного высокооборотного ЭГ, является анализ электромагнитных процессов в силовом преобразователе электроэнергии. В этом случае более удобной является запись уравнений моделирования в системе координат а - в неподвижной относительно статора. В соответствии со схемой замещения высокооборотной асинхронной электрической машины уравнения электрического баланса для контуров ротора и статора имеют вид (3.30):

u = г I + — ¥ •

^ я я я 1. я' —

— — — —

0 = КХ1Л - ]рючг1 + —

— , (3.30)

— — — —

0 = Гг21г2 - 2 + 2;

ж

— — ж —

0 = К31г3 - 3 +-Л3 '

ж?

где и s - вектор напряжения статора;

^, ¥т1, 2, 3 - вектора потокосцепления статора и контуров ротора;

, 1г1, 1т 2, 1г 3 - вектора токов статора и контуров ротора; ю - угловая скорость вращения ротора.

Потокосцепления и токи контуров статора и ротора связаны следующими соотношениями (3.31):

^ = Т I + Т I • ^ = Т' I + Т I •

^т2 = Тог21г2 + т ; ^т3 = Тот3К3 + Тт1т ; (3.31)

1т = ^ + 1г1 + 1г 2 + 1г 3 .

Учитывая наличие в схеме замещения высокооборотной электрической машины нескольких контуров ротора, электромагнитный момент целесообразно вычислять через потокосцепление и ток статора:

Мет = ^ X 7Д (3.32)

где ш - число фаз обмотки статора.

Для решения уравнений (3.30) с учетом (3.31) численными методами их необходимо преобразовать к форме Коши. При наличии более одного контура ротора в схеме замещения выполнение таких преобразований аналитически затруднено. Поэтому преобразования по вычислению правых частей дифференциальных уравнений, описывающих электромагнитные процессы в высокооборотной электрической машине, рационально выполнять численно, на каждом шаге моделирования.

При решении уравнений (3.30) переменными интегрирования являются проекции потокосцеплений статора и контуров ротора на оси системы координат а - р. Для приведения этой системы уравнений к форме Коши необходимо определить токи контуров статора и ротора через значения потокосцеплений. Они находятся путем решения системы линейных уравнений, получаемых из соотношений (3.31). Система уравнений, связывающих потокосцепления и токи контуров, в матричной форме записываются в виде (3.33):

М=№ ],

(3.33)

где [/ ] - вектора проекций потокосцеплений и токов статора и контуров

ротора на оси системы координат а - Р; [ь] - матрица индуктивностей.

Система дифференциальных уравнений (3.30) с учетом (3.31), описывающая электромагнитные процессы в высокооборотной асинхронной электрической машине приведена ниже. Уравнения приведены к форме Коши и записаны в матричном виде относительно проекций потокосцеплений статора и контуров ротора на оси системы координат а - р (3.34):

й

Ж

м^и-яи-1 ЬьР ]

(3.34)

где [я] - диагональная матрица активных сопротивлений обмоток; [и ] - вектор напряжений приложенных к обмоткам.

Входящая в систему уравнений матрица [О] учитывает наличие ЭДС вращения и имеет следующий вид (3.35):

[й,] 0 [Д ]

[Д ]

о Д. ]

(3.35)

где

Д \

о о" о о

и

[д ]

о 1" -1 о

матрицы, описывающие вращение обмоток

статора и ротора.

Система уравнений (3.34) решается численными методами решения задачи Коши. В приведенной форме записи система уравнений (3.34) может быть использована для создания модели высокооборотной электрической машины в программных комплексах типа Ма1ЬАВ Simulink. Это дает возможность использовать рассмотренную математическую модель для анализа электромагнитных и электромеханических процессов в составе комплексных моделей исследуемых объектов.

Моделирование высокооборотного асинхронного электрогенератора с массивным ротором

В качестве примера использования рассмотренной модели было выполнено моделирование процессов в высокооборотном асинхронном ЭГ с массивным ротором. Был рассмотрен случай подключения вращающейся ЭМ к источнику напряжения в режиме генератора. К обмотке статора приложено напряжение, формируемое СПЭ. Используется одноимпульсная модуляция, напряжение на входе преобразователя (в звене постоянного тока) равно 650 В. Частота вращения генератора принята равной 1666,7 Гц (100 000 об/мин), частота напряжения, приложенного к обмотке статора меньше на величину абсолютного скольжения в номинальном режиме.

Для оценки влияния эффекта вытеснения тока на процессы в высокооборотной асинхронной ЭМ были рассмотрены два случая - при использовании в схеме замещения одного контура в цепи ротора и при использовании трех контуров. Параметры цепи ротора в схеме замещения с одним контуром приняты исходя из условия равенства эквивалентного комплексного сопротивления цепи ротора в моделях с одним и тремя контурами при номинальном скольжении.

Предварительный анализ результатов показал, что для решения уравнений рассмотренной математической модели (3.34) рациональным является применение неявных одношаговых методов, показывающих лучшие результаты в случае импульсного характера прикладываемого к обмоткам статора напряжения.

Поэтому решение выполнялось методом Адамса-Моултона второго порядка. Шаг моделирования был принят равным 1 мкс.

На рисунках 3.16 - 3.18 приведены результаты моделирования. На рисунке

3.16 показано фазное напряжение, приложенное к обмотке статора. На рисунках

3.17 и 3.18 приведены зависимости тока фазы статора и электромагнитного момента высокооборотного электрогенератора для случаев использования математических моделей с одним и тремя контурами на роторе.

■ ■ ■ |/А

и, V 5оо 25о о

-25о -5оо -75о

о

У/

и

П

4 28

29

Рисунок 3.16 - Фазное напряжение, приложенное к обмотке статора /,А...................../Л

1ооо

5оо

-5оо

о 1 2 3 4 28 29 Шй

Рисунок 3.17 - Ток фазы статора, полученный с использованием моделей с одним

и тремя контурами на роторе

1

2

3

о

моделей с одним и тремя контурами на роторе

Анализ результатов

Полученные результаты моделирования показывают, что применение математической модели с тремя контурами на роторе позволяет обеспечить более точное представление электромагнитных процессов в асинхронной ЭМ с массивным ротором. Разница в результатах моделирования, при использовании модели с одним контуром на роторе, особенно заметна во время переходных процессов. При этом максимальная разница в токах составляет 10-15%, а моменты различаются в 2,5 раза. В установившемся режиме величина основной гармоники тока статора и среднее значение электромагнитного момента для обеих моделей совпадают. Расхождения до 5% имеет размах колебаний момента и максимальные значения тока фазы.

Кроме рассмотренного расчетного случая также были проведено моделирование в других режимах работы высокооборотного асинхронного ЭГ. Моделировались случаи прямого пуска, питания от преобразователя электроэнергии с различными способами формирования выходного напряжения, работы электрогенератора с переменной нагрузкой.

Результаты выполненных исследований показывают, что разработанная математическая модель адекватно представляет электромагнитные процессы в высокооборотной асинхронной ЭМ с массивным ротором. Ее использование

позволяет выполнять анализ процессов с достаточной для решения поставленных задач точностью.

3.4 Наблюдатель состояния высокооборотного асинхронного электрогенератора с массивным ротором

Разработанный высокооборотный ЭГ выполнен в виде бесколлекторной ЭМ работающей совместно с СПЭ. Характеристики и показатели работы такой системы в значительной степени определяются применяемыми способами и методами регулирования, поэтому одной из наиболее важных задач, решаемых при создании высокооборотного генератора, является разработка технических решений применяемых при проектировании системы управления.

Особенностью конструкции рассматриваемой ЭМ, как было указано выше, является наличие ротора в виде цилиндра из сплошного материала. На электромагнитные процессы в такой ЭМ значительное влияние оказывает вытеснение тока в массивном роторе. Поэтому традиционно используемые методы моделирования и управления асинхронной электрической машиной не могут быть использованы без изменений, учитывающих это явление.

Для успешной работы совместно с газовой турбиной регулирование ЭГ должно быть реализовано с высокими динамическими показателями во всем диапазоне скоростей. Как было указано выше, для этого необходимо использовать принципы векторного регулирования с контролем потокосцепления ротора. Эффективность системы регулирования реализующей векторное регулирование во многом определяется точностью оценки величины и положения вектора потокосцепления. Поэтому наблюдатель состояния асинхронной ЭМ является одним из наиболее важных элементов такой системы.

В процессе работы, под действием различных факторов, параметры асинхронной электрической машины изменяются. Для эффективной работы системы управления необходимо, чтобы наблюдатель состояния адаптировался к этим изменениям. Для ЭМ традиционной конструкции, с обмоткой типа «беличья

клетка», изменение параметров происходит, в основном, из-за изменения активного сопротивления статора и ротора при нагреве обмоток. Такие изменения происходят относительно медленно по сравнению с электромагнитными процессами. Большинство известных типов наблюдателей состояния [45-47] имеют возможность адаптироваться к такому, медленному, изменению параметров регулируемой асинхронной электрической машины.

Параметры контура ротора (активное сопротивление и индуктивность рассеяния) асинхронной ЭМ с массивным ротором зависят от скольжения и значительно изменяются при насыщении магнитопровода, поэтому необходимо создание такого наблюдателя состояния асинхронной ЭМ с массивным ротором, который учитывал бы эту особенность.

Далее рассмотрены вопросы выбора типа и реализации наблюдателя состояния высокооборотного ЭГ асинхронного типа с массивным ротором, а также результаты исследования работы наблюдателя состояния в различных режимах с использованием модели электромагнитных процессов в рассматриваемом высокооборотном ЭГ.

Выбор типа наблюдателя состояния высокооборотного электрогенератора асинхронного типа с массивным ротором

В качестве наблюдателя состояния асинхронной ЭМ с адаптацией к изменению параметров могут быть использованы фильтры основанные на использовании эталонной модели, фильтр Люенбергера, различные варианты фильтра Калмана [45-47, 75-78]. Возможно, также применение метода наименьших квадратов. В большинстве случаев с их использованием решается задача управления асинхронной ЭМ без датчика скорости вращения. С использованием таких наблюдателей по измеренным токам и напряжениям статора восстанавливается ряд скрытых переменных, таких как вектор потокосцепления ротора, электромагнитный момент, угловая скорость вращения ротора, момент инерции вращающихся частей, момент сопротивления [75-77]. В некоторых случаях наблюдатель адаптируется к изменению параметров асинхронной ЭМ, как правило, активных сопротивлений ротора и, реже, статора.

Индуктивные параметры меняются незначительно, поэтому их идентифицируют перед началом работы электропривода и в процессе работы наблюдателя состояния не контролируют.

Особенностью работы наблюдателя состояния высокооборотного ЭГ, работающего совместно с газовой микро-турбиной, является то, что частота вращения ротора изменяется с использованием датчика. Это необходимо для того, чтобы контролировать работу микро-турбины вне зависимости от состояния электрогенератора и его системы управления. Поэтому информацию об угловой скорости вращения ротора электрогенератора нет необходимости определять с использованием наблюдателя состояния. Другой особенностью наблюдателя состояния высокооборотного ЭГ асинхронного типа, как было указано выше, является необходимость адаптации к быстро меняющимся параметрам цепи ротора - активного сопротивления и индуктивности рассеяния. По различным оценкам, в рассматриваемом случае наилучшие результаты могут быть получены с использованием фильтра Калмана [76-79].

В качестве измеряемых величин в рассматриваемом наблюдателе состояния выступают напряжения и токи фаз высокооборотного ЭГ. По этим измеренным значениям наблюдатель состояния должен восстанавливать переменные, необходимые для работы векторной системы управления: проекции тока статора и потокосцепления ротора на оси системы координат, связанной со статором, электромагнитный момент.

С учетом указанных особенностей и требований к наблюдателю состояния высокооборотного ЭГ применение линейного фильтра Калмана невозможно, так как при необходимости адаптации к изменению параметров цепи ротора задача становится нелинейной и требуется применение расширенного фильтра Калмана.

Для построения наблюдателя состояния на основе расширенного фильтра Калмана необходимо создание математической модели объекта наблюдения -высокооборотного ЭГ асинхронного типа с массивным ротором.

Наблюдатель состояния высокооборотного электрогенератора асинхронного типа на основе расширенного фильтра Калмана

При синтезе наблюдателя состояния высокооборотного асинхронного ЭГ с массивным ротором используется ММ, описанная выше. Применение модели полной размерности, с тремя контурами на роторе, при создании фильтра Калмана невозможно из-за высокой сложности. Учитывая то, что эффект вытеснения тока в массивном роторе начинает существенно влиять на электромагнитные процессы при частоте скольжения значительно превышающей рабочую частоту, наблюдатель состояния может быть создан на основе более простой модели, с одним контуром на роторе.

Наблюдатель состояния на основе расширенного фильтра Калмана создается на основе динамического описания объекта управления, полученного с учетом уравнения (3.34). В рассматриваемом случае переменными состояния объекта являются проекции векторов потокосцепления статора и ротора на оси системы координат а - р. В качестве управляющего воздействия выступают фазные напряжения, приложенные к обмотке статора, измеряемыми величинами являются фазные токи. Уравнения состояния имеют следующий вид (3.36):

где [в] и [С] - матрицы управления и измерения;

[и/теап] - вектор фазных напряжений (управляющих воздействий). Матрица управления является матрицей, реализующей преобразование фазных напряжений в проекции на оси системы координат а - в (прямое преобразование Кларк (3.7). Матрица измерения имеет следующий вид (3.37):

где [Ггот] - матрица обратного преобразования Кларк (3.8).

Вектор переменных состояния дополняется двумя переменными - активным сопротивлением и индуктивностью рассеяния ротора (приведенными к статору).

Фильтр Калмана рассматривается в дискретной постановке. Работа фильтра на каждом шаге по времени состоит из двух этапов - прогноза и коррекции.

(3.36)

['/ ]=[С ]-И

[с Н^ И"1,

(3.37)

Прогноз состояния системы на k+1 шаге осуществляется с использованием численного дифференцирования (3.38):

М+1 = Ж, W) = W +АГ •d Mk, (3.38)

dt

где A T - шаг дискретизации фильтра по времени.

В данном случае используется наиболее простой для реализации метод численного дифференцирования - явный метод Эйлера. При достаточно малом шаге дискретизации по времени этого оказывается достаточно для устойчивой работы фильтра. Для повышения точности прогноза может быть использован один из одношаговых методов численного интегрирования типа «прогноз-коррекция», например, метод Адамса-Моултона.

На этапе прогноза также рассчитывается прогнозируемая матрица ковариации ошибок вектора состояния (3.39):

[P]k+1 = F ]k [P]k [F ]T + Q, (3.39)

— (t [i] )

где [F]k = —( k' i k) - матрица эволюции системы для момента времени tk+i; 5[1]k

[Q] - матрица ковариации процесса.

На этапе коррекции рассчитывается ковариационная матрица для вектора отклонения (вектора ошибки) и оптимальная по Калману матрица коэффициентов усиления, формирующаяся на основании ковариационных матриц имеющегося прогноза вектора состояния и полученных измерений (3.40):

[s ] =[C P+1[C ]T + [д], (3.40)

[K l = [p]k+1ÍC r [s I1

где [R] - матрица ковариации ошибок измерения.

Затем определяются вектор оценки состояния системы и его ковариационная матрица на шаге k+1 (3.41):

Mk+1 = К+1 +[*Li {—mean ]"CM+1 ), (3.41)

[P]k+1 =([/ ]"[K ]k+1[C M+1

где [ifmean] - вектор фазных токов (измеряемых величин).

Матрица ковариации процесса задается на основании априорной информации о структуре уравнений математической модели электромагнитных процессов и точности, с которой известны параметры высокооборотного генератора. Матрица ковариации ошибок измерений рассчитывается путем анализа тестовой выборки измерений токов фаз и периодически корректируется в процессе вычислений.

3.5 Результаты математического моделирования процессов в системе силовой преобразователь-высокооборотная электрическая машина

Для оценки правильности изложенного подхода к созданию наблюдателя состояния на основе расширенного фильтра Калмана было выполнено моделирование его работы совместно с моделью высокооборотного электрогенератора асинхронного типа. Для этого была использована описанная выше модель с тремя контурами на роторе (3.34). Высокооборотный электрогенератор работает совместно с полупроводниковым преобразователем электроэнергии, выполняющим функции активного выпрямителя. Преобразователь является мостовым пятифазным автономным инвертором напряжения. В расчетах было принято, что используется одноимпульсная модуляция выходного напряжения преобразователя, напряжение в звене постоянного тока равно 600 В, ротор электрогенератора вращается с частотой 100 000 об/мин. Был рассмотрен случай перехода от режима холостого хода к режиму генерации. Для этого частота напряжения, приложенного к обмоткам электрогенератора, ступенчато изменялась от синхронной частоты на величину скольжения в номинальном режиме (12 Гц). Сигналы напряжения и тока фаз электрогенератора подавались с выхода модели электрической машины на вход наблюдателя состояния после суммирования с нормально распределенной помехой с дисперсией порядка 10%, что соответствует показателям реально используемых систем измерения. Время дискретизации наблюдателя было принято 5 мкс. На рисунках 3.19 и 3.20 приведены результаты моделирования

[80]. На рисунке 3.19. показан процесс перехода системы из одного установившегося состояния в другое, на рисунке 3.20 - зависимости токов, напряжений и электромагнитного момента, потокосцепления ротора в укрупненном масштабе времени.

Ток фазы

Индуктивность цепи ротора

I, А

200

-200

-400

0.040 0.045 0.050 0.055 г, с

Электромагнитный момент

М,Н-м 0

Ь, мкГн 44

43 42 41 40

.... 1' г

0.040 0.045 0.050 0.055 г, с

Активное сопротивление цепи ротора

Я, Ом

0.024

0.023

0.040 0.045 0.050 0.055 г, с

0.040 0.045 0.050 0.055 г, с

0

Рисунок 3.19 - Результаты моделирования процессов в системе высокооборотный электрогенератор - наблюдатель состояния на основе расширенного фильтра

Калмана

Фазное напряжение

Электромагнитный момент

и, В 600

400

200

0

-200

-400

-600

I, А

200

-200

-400

П1

и«

-Щ-- -ДО

и,

0.0560 0.0565 0.0570 0.0575 г, с

Ток фазы

М, Нм -13

0.0560 0.0565 0.0570 0.0575 г, с

Потокосцепление ротора

0.0560 0.0565 0.0570 0.0575

г, с

Т, Вс

0.025

0.000

-0.025

-0.050

Л / ...... -Т га теап -Т га \

\ Л

1 \

V V /

г, с

0.0560 0.0565 0.0570 0.0575

Рисунок 3.20 - Результаты моделирования процессов в системе высокооборотный электрогенератор - наблюдатель состояния на основе расширенного фильтра Калмана в укрупненном масштабе времени

0

Анализ полученных результатов показывает, что разработанный наблюдатель состояния обеспечивает хорошую фильтрацию измеряемых сигналов (фазных токов) и позволяет восстанавливать скрытые переменные, такие как потокосцепления ротора и электромагнитный момент с точностью, достаточной для реализации систем управления использующих принципы векторного регулирования. Принятый шаг дискретизации является допустимым с точки зрения устойчивости работы фильтра. Дискретность фильтра проявляется в сдвиге сигналов по оси времени на величину, соответствующую шагу дискретизации и легко корректируется в системе управления. Для улучшения точности работы наблюдателя состояния необходимо уменьшать шаг

дискретизации фильтра. Однако это приводит к необходимости применения АЦП с высоким быстродействием и существенному увеличению вычислительных затрат.

3.6 Выводы по третьему разделу

1) Применение асинхрононой ЭМ с массивным ротором в качестве электромеханического преобразователя высокооборотного ЭГ позволило преодолеть ограничение по мощности 60 кВт на частоте вращения 100 000 об/мин, возникающее при использовании высокооборотных синхронных ЭМ с ПМ на роторе из-за проблем с прочностью металлических бандажей.

2) Применение подшипников скольжения на основе втулок из силицированного графита позволило провести испытания на частоте вращения до 120 000 об/мин, однако такие подшипники имеют малый ресурс работы и при использовании в составе микро-ГТУ должны быть заменены подшипниками других типов, например газовыми или магнитными.

3) Применение пятифазной обмотки статора в сочетании с магнитными клиньями и специальными видами модуляции выходного напряжения показало себя эффективным с точки зрения снижения потерь от высших временных и пространственных составляющих магнитного поля. Соотношение потерь в стали и в обмотке статора в разработанном высокооборотном ЭГ соответствует принятому в практике создания высокооборотных ЭМ.

4) На процессы в высокооборотном асинхронном ЭГ с массивным ротором значительное влияние оказывает эффект вытеснения тока. Для учета этого явления в модель асинхронной ЭМ необходимо ввести дополнительные контура на роторе.

5) Для определения параметров схемы замещения асинхронной ЭМ рациональным является использование методов теории поля по результатам решения задачи о расчете распределения магнитного поля при питании обмоток статора синусоидальным током и неподвижном роторе.

6) Определение параметров схемы замещения асинхронной ЭМ выполняется путем аппроксимации методом наименьших квадратов полученной расчетным путем зависимости мнимой части индуктивности фазы исследуемой электрической машины.

7) Система алгебраических уравнений для определения параметров аппроксимации является нелинейной. Для решения этой системы уравнений в случае использования двух и более контуров на роторе в схеме замещения асинхронной электрической машины возможно использовать метод Левенберга-Марквардта, обеспечивающий сходимость решения. В качестве начального приближения целесообразно использовать параметры упрощенной схемы замещения асинхронной электрической машины, с одним контуром на роторе.

8) Для учета эффекта вытеснения тока в массивном роторе высокооборотного ЭГ в математической модели асинхронной ЭМ необходимо использовать на роторе три контура. При увеличении количества контуров на роторе в модели асинхронной ЭМ ухудшается сходимость решения системы уравнений по определению аппроксимирующих параметров. При использовании более трех контуров необходимо задавать начальное приближение с достаточной точностью. Для решения этой задачи целесообразно использовать подход, основанный на поэтапном увеличении количества контуров ротора в схеме замещения и использовании определенных значений параметров в качестве начального приближения для схемы с увеличенным количеством контуров на роторе. На первом этапе аналитически определяются параметры схемы замещения с одним контуром на роторе без учета индуктивности рассеяния ротора.

9) При разработке высокооборотного асинхронного ЭГ с массивным ротором на этапе проектирования возникает необходимость анализа электромагнитных и электромеханических процессов в ЭМ и СВЭ. Для этого рациональным является применение ММ асинхронной ЭМ построенной с использованием теории обобщенной электрической машины.

10) Для решения системы дифференциальных уравнений моделирования высокооборотной асинхронной ЭМ рациональным является использование неявных одношаговых методов, например, метода Адамса-Моултона второго порядка.

11) Сравнение результатов моделирования электромагнитных процессов в высокооборотном ЭГ показало, что использование модели с тремя контурами на роторе позволяет обеспечить более точное представление электромагнитных процессов в асинхронной электрической машине с массивным ротором. Разница в результатах моделирования, при использовании модели с одним контуром на роторе, особенно заметна во время переходных процессов. В установившемся режиме величина основной гармоники тока статора и среднее значение электромагнитного момента для обеих моделей совпадают.

12) Управление высокооборотным асинхронным ЭГ с массивым ротором при работе совместно с микро-газовой турбиной, должно осуществляться с высоким быстродействием и жесткими требованиями к качеству переходных процессов. Для этого необходимо использовать методы управления, основанные на принципах векторного регулирования. Одним из наиболее важных вопросов в этом случае является разработка наблюдателя состояния высокооборотного электрогенератора. Особенностью объекта управления - высокооборотного асинхронного ЭГ с массивным ротором является значительное влияние эффекта вытеснения тока в роторе. Поэтому наблюдатель состояния должен адаптироваться к быстрым изменениям таких параметров системы, как активное сопротивление и индуктивность рассеяния ротора. Наиболее подходящим для этой цели является наблюдатель состояния, построенный на основе расширенного фильтра Калмана.

Глава 4 Устройство сопряжения с электрической сетью высокооборотного

электрогенератора для микро-ГТУ

Разрабатываемый высокооборотный ЭГ является электрической машиной, расположенной на общем валу с газовой турбиной. Частота вращения ЭГ составляет 1,66 кГц, поэтому его прямое подключение к потребителям или к распределительной сети невозможно. Для преобразования вырабатываемой высокооборотным ЭГ электроэнергии необходимо использование статического полупроводникового преобразователя. Наиболее рациональным для этой цели является применение преобразователя с двухступенчатым преобразованием электроэнергии, с явно выраженным звеном постоянного тока. Такой подход позволяет разделить задачи управления процессом преобразования энергии вырабатываемой генератором и процессом отдачи энергии потребителям. Кроме того, это позволяет объединять несколько параллельно работающих ЭГ в единую систему с общим звеном постоянного тока. Такая структура системы управления ЭГ (преобразователя) позволяет без внесения изменений в схему реализовать испытания по системе взаимной нагрузки. В этом случае валы двух электрических машин соединяются, инверторы, подключенные к электрическим машинам, подключаются к общему звену постоянного тока. Компенсация потерь энергии с ЭГ и преобразователях осуществляется от внешнего источника (например, выпрямителя, подключенного к сети) подключаемого, также, к звену постоянного тока.

В преобразователе с явно выраженным звеном постоянного тока можно разделить задачи управления автономным инвертором напряжения (АИН) предназначенным для управления непосредственно ЭГ и сетевым инвертором, обеспечивающим контроль за процессом отдачи энергии потребителям.

При разработке высокооборотного ЭГ было принято, что обмотка статора будет пятифазной. Такое решение позволяет снизить токовые нагрузки на силовые полупроводниковые приборы, уменьшить уровень высших гармоник в выходном напряжении преобразователя. При разработке преобразователя,

управляющего ЭГ, принята схема мостового двухуровневого автономного инвертора напряжения на полностью управляемых силовых полупроводниковых приборах - ЮВТ-модулях (транзистор ЮВТ и обратный диод собранные в общем корпусе). При разработке преобразователя был выбраны и обоснованы схемные и конструкторские решения, способ модуляции выходного напряжения, принципы функционирования системы управления.

4.1 Разработка системы управления сетевым инвертором

Применение энергетических комплексов с распределенной генерацией является одним из путей повышения эффективности энергетических систем. Применение таких комплексов в автономных системах энергоснабжения позволяет объединить разнородные источники энергии в единую, взаимодействующую на различных уровнях интеллектуальную систему по производству, распределению и потреблению различных видов энергии -тепловой и электрической [81-86]. Как правило, основным источником энергии в таких системах являются установки, использующие органическое топливо, например, газ. Устройства, использующие альтернативные источники энергии (ветер, солнечное излучение), работают в режиме когенерации и позволяют снизить расход первичного топлива.

Частота выходного напряжения высокооборотного ЭГ составляет величину порядка 1000 - 2000 Гц, что делает невозможным его прямое подключение к нагрузке или электрической сети с напряжением промышленной частоты. Вследствие этого необходимо создание системы преобразования электроэнергии вырабатываемой высокооборотным ЭГ позволяющей получить на выходе параметры соответствующие промышленному стандарту электроснабжения. Также, необходимо, чтобы система преобразования электроэнергии имела возможность совместной работы с электрической сетью и аналогичными энергетическими установками.

Высокооборотный ЭГ, расположенный на одном валу с газовой микротурбиной, имеет частоту выходного напряжения до 2 кГц. Для работы совместно

с электрической сетью промышленной частоты (50 Гц) необходимо использование статического полупроводникового преобразователя с возможностью синхронизации с сетью. Поскольку для газовой турбины недопустимы резкие изменения нагрузки со стороны ЭГ, в схеме преобразователя должно быть предусмотрено наличие реостатного тормоза. При внезапном пропадании нагрузки со стороны потребителей электроэнергии он позволяет избежать выхода из строя турбины, поэтому для работы совместно с высокооборотным ЭГ целесообразно применение преобразователей со звеном постоянного напряжения [87]. В этом случае на выходе ЭГ устанавливается активный выпрямитель, работающий на звено постоянного напряжения, общее с подключенным к электрической сети инвертором (сетевой инвертор). По сравнению с матричными преобразователями [88, 89], наличие звена постоянного тока упрощает реализацию реостатного тормоза. Кроме того, возможным становится подключение нескольких ЭГ к общему звену постоянного напряжения для повышения надежности электроснабжения и резервирования.

В системах энергоснабжения на основе микро-ГТУ, как правило, используется несколько параллельно работающих установок. Поэтому сетевые инверторы каждой из них должны допускать совместную работу на общую нагрузку в режиме автономного электроснабжения или работы совместно с электрической сетью.

Далее рассмотрены вопросы выбора схемных решений сетевого инвертора, принципов синхронизации с сетью и управления работой инвертора, а также результаты моделирования процессов в системе электроснабжения с сетевыми инверторами, работающими совместно с электрической сетью.

4.2 Схемные решения синхронизированного с сетью инвертора

В соответствии с выполняемыми функциями сетевой инвертор является трехфазным автономным инвертором напряжения (АИН). В рассматриваемом случае рациональным является применение двухуровневого мостового инвертора.

Применение более сложных схем, например, трехуровневого АИН, в данном случае не оправдано, так как при работе на электрическую сеть с напряжением 0,4 кВ двухуровневый АИН может быть собран на доступных силовых полупроводниковых приборах (СПП) рассчитанных на напряжение 1200 В и нет необходимости усложнять схему преобразователя для применения СПП на более низкое напряжение. Кроме того, применение многоуровневых АИН в случае несимметричной нагрузки требует принятия специальных мер по выравниванию напряжения на конденсаторах.

По указанным выше причинам в звене постоянного тока обязательно наличие регулируемого реостатного тормоза. Его основной функцией является защита турбины от неконтролируемого разгона в случаях значительных колебаний и внезапного исчезновения нагрузки. Также, реостатный тормоз используется с колебаниями напряжения в звене постоянного тока. По предварительным оценкам мощность реостатного тормоза в длительном режиме должна составлять величину порядка 10% от номинальной мощности сетевого инвертора с возможностью кратковременной (до 1-2 минут) работы при номинальной мощности. Поэтому в качестве прерывателя реостатного тормоза должен использоваться СПП такого же типа, что и в АИН.

Одним из важных показателей работы сетевого инвертора является наличие высших гармоник в выходном напряжении. Этот показатель оценивается интегральным коэффициентом гармоник (Time Harmonic Distorsion, THD). В соответствии с ГОСТ 32144-2013 (EN 50160:2010, NEQ) - Electric energy. Electromagnetic compatibility of technical equipment. Power quality limits in the public power supply systems, величина THD для распределительных сетей 0,4 кВ не должна превышать величину 8%. Напряжение на выходе АИН получается с использованием широтно-импульсной модуляции (ШИМ), поэтому для снижения уровня высших гармоник до требуемого значения необходимо на выходе инвертора использовать трехфазный синус-фильтр второго порядка, состоящий из индуктивностей и емкостей. Параметры фильтра рассчитываются по методике

изложенной в [90]. Для обеспечения заданного затухания X на частоте модуляции частота среза фильтра должна быть равна (4.1):

-л

/с=/м^040,

(4.1)

Считая, что импеданс линии составляет Rл = 50 Ом и принимая коэффициент затухания £ = 0,707 можно определить индуктивность и емкость фильтра по следующим формулам (4.2):

1

т _ л:> . г —

L$-.f> ч =

(4.2)

ф (2 • п • Ь)2 • Ьф

Современные СПП в рассматриваемом диапазоне мощностей позволяют использовать для формирования напряжения сетевого инвертора частоту модуляции 10 кГц. В этом случае для X = 22 дБ частота среза, величина индуктивности и емкости фильтра будут равны:

^ = 2820 Гц; Lf = 4 мГн; ^ = 0,8 мкФ.

На индуктивности синус-фильтра падает значительное напряжение от основной гармоники выходного тока. Это необходимо учитывать при выборе величины напряжения в звене постоянного тока. Для работы сетевого инвертора на электрическую сеть со стандартными параметрами при указанных выше параметрах синус-фильтра напряжение в звене постоянного тока должно быть повышено до 700 В.

С учетом описанных положений схема сетевого инвертора приведена на рисунке 4.1. Синус-фильтр выполнен по Т-образной схеме для лучшей фильтрации высших гармоник выходного напряжения.

U

DC-Link

Self-commutate voltage invertor

dc

0

i Ш Й ji

Rbrake _ Cdc

Ж ~

ZL

CJ J^j J^

Рисунок 4.1 - Схема сетевого инвертора

Сетевой инвертор подключается к распределительной сети. Система управления формирует ток заданной величины на выходе инвертора синхронизированный с напряжением сети в точке подключения. Далее рассмотрены вопросы синхронизации сетевого инвертора с сетью и принципы управления.

4.3 Синхронизация инвертора с сетью

Работа инвертора параллельно с сетью требует синхронизации по фазе и частоте с напряжением в точке подключения. Для этого используется принцип фазовой синхронизации (Phase Locked Loop, PLL) описанный в [91, 92]. Применение указанного метода в случае трехфазной сети позволяет обеспечить достаточную для эффективной работы системы управления точность и время синхронизации.

Используемый метод синхронизации основан на введении вращающейся в электрическом пространстве с изменяемой скоростью системы координат d - q. С использованием преобразования Кларк по измеренным значениям напряжения сети в точке подключения вычисляются проекции вектора напряжения на оси неподвижной системы координат а - р. Затем, с использованием преобразования Парка, определяются проекции вектора напряжения на оси вращающейся системы координат d - q.

Если угловые скорости вращения вектора напряжения и системы координат d - q совпадают, проекции вектора напряжения на оси этой системы координат будут постоянными величинами. Задачей синхронизации является ориентация системы координат d - q таким образом, чтобы вектор напряжения сети располагался вдоль оси d, а его составляющая по оси q равнялась нулю. Этого можно добиться, воздействуя на скорость вращения системы координат d - q.

В случае, когда система координат d - q вращается синхронно с вектором напряжения, проекции этого вектора будут постоянными величинами. Величина проекции на ось q определяет рассогласование по фазе. Для достижения цели

регулирования (синхронизации), эта проекция должна быть равна нулю. Поэтому она подается на вход регулятора воздействующего на скорость вращения системы координат й - q. Структура блока РЬЬ приведена на рисунке 4.2.

Рисунок 4.2 - Структура блока РКЬ

При незначительной разности в угловых скоростях вращения проекции будут иметь колебания относительно средней величины. Вследствие этого для устранения колебаний на выходе регулятора необходимо с помощью фильтра выделять постоянную составляющую из сигнала о величине проекции вектора на ось q. Этот же фильтр подавляет высокочастотные составляющие сигнала, которые возникают из-за наличия высших гармоник в напряжении сети, поэтому рассмотренная система синхронизации может использоваться при наличии в сети высокочастотных помех, возникающих при наличии в системе электроснабжения инверторов с ШИМ или искажающей форму напряжения (тока) нагрузки.

В работе описанной РЬЬ можно выделить два основных режима. Один из них соответствует выполнению процедуры синхронизации из рассогласованного положения, второй - поддержанию синхронизации. До окончания процедуры синхронизации управление сетевым инвертором невозможно, поэтому начало регулирования тока на выходе преобразователя должно начинаться только после того, как синхронизация достигнута. С использованием изложенного в [91, 92] подхода был выполнен синтез регулятора в блоке РЬЬ. Поскольку частота сети с некоторой точностью может считаться известной, для ускорения процедуры синхронизации по фазе в качестве начальных условий для регулирования берется

значение частоты на 1 - 2 Гц больше предполагаемой величины. В этом случае процесс синхронизации выполняется за время соответствующее 3-4 полупериодам напряжения сети (0,03 - 0,04 с). После этого сигнал с выхода блока PLL может использоваться для управления работой сетевого инвертора, а сам блок переходит в режим поддержания синхронизации.

4.4 Принципы построения системы регулирования инвертора ведомого

сетью

Формирование тока на выходе сетевого инвертора происходит на дросселе фильтра. Как было указано выше, на выходе инвертора устанавливается синус-фильтр второго порядка. Частота среза синус-фильтра выбирается исходя из требования подавления модуляционных гармоник инвертора и является достаточно высокой. Поэтому при синтезе системы формирования тока на выходе инвертора емкость синус-фильтра можно не учитывать и ограничиться представлением фильтра в виде дросселя имеющего индуктивность и активное сопротивление.

С одной стороны на дроссель действует напряжение сети, с другой стороны - напряжение инвертора который выступает в качестве управляемого источника напряжения. В этом случае ток дросселя описывается уравнением:

им = 1С {я/ + )+ ис, (4.3)

где - вектор напряжения на выходе преобразователя;

О с, 1С - вектора напряжения и тока в месте подключения к сети;

Я/, Ь/- активное сопротивление и индуктивность дросселя фильтра.

Уравнение (4.3) в проекциях на оси системы координат й - q вращающейся синхронно с вектором напряжения в месте подключения к сети имеет вид:

' , (4.4)

Формирование тока дросселя осуществляется по проекциям на оси системы координат d - q. Выражения для проекций тока дросселя на оси выбранной системы координат имеют вид:

, (4.5)

I

cd

R

f

Icq (UNq + AUNq )

Rf

AUNd = -®Lfhq + Ucd ; AUNq = ®LfIcd + Ucq ■

где напряжения компенсации перекрестных связей определяются из выражений:

(4.6)

Уравнения (4.5) описывают передаточные функции объекта регулирования. С учетом (4.5) и (4.6) была синтезирована структура системы автоматического регулирования тока сетевого инвертора приведенная на рисунке 4.3.

9 Udc Q C dc Cdc

м,,

hd

PI

U*d

Cross-link compensation

<8>

L

MJcd

2n

&U„„

\ , Lc

) 1 *( 1

PI

<8И

CM в

E'

UcC

T

S elf-commutate 3-fase Invertor

L/ *

Ucd

Un

Uca k} 0—-} (U cj 1-^r-O

£ ~ о 1 Ucp

Рч ГП

fc

Direct Park {«PI - {dq} 1ca Direct Clark {abc} - {ap}

connect to line

Рисунок 4.3 - Структурная схема системы автоматического регулирования

сетевого инвертора

и