Создание информационно-методического обеспечения для системного проектирования преобразующих электронных, трансформаторно-электронных и генерирующих машинно-электронных систем электротехнических комплексов автономных объектов тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.09.03, доктор наук Хлаинг Мин У

• Хлаинг Мин У
• доктор наук
• 2017

Оглавление диссертации доктор наук Хлаинг Мин У

Содержание

Перечень аббревиатуры

Введение

Глава 1. Постановка задачи и ее обоснование

1.1. Общие закономерности развития научного технического прогресса

1.2. Общая характеристика работы (Актуальность темы исследова- 20 ния)

1.3. О вынужденном (традиционном) подходе к системному проектированию

1.4. Об особенностях идеального системного проектирования (ИСП)

1.5. Задачи исследования

1.6. Общие положения по классу малоискажающих трансформаторно-выпрямительных устройств (МИТВУ)

1.7. Автотрансформаторно-выпрямительные устройства

1.8. О состоянии проблемы системного проектирования МЭГС-1 типа вентильного генератора (ВГ)

1.9. Импульсные регуляторы напряжения с многоканальным преобразующим трактом

1.10. Малоискажающие выпрямители активного типа

1.11. О технологии компьютерного моделирования, как средства решения проектных и изобретательских задач

Выводы по главе

Глава 2. Систематизация и сопоставительный анализ вариантов современных малоискажающих трансформаторно-выпрямительных устройств

2.1. Структурные особенности исследуемых схем МИТВУ

2.2. Используемые в работе подходы к решению поставленных задач и принятые допущения

2.3. Результаты сопоставительного анализа двухканальных малоискажающих трансформаторно-выпрямительных устройств (2-МИТВУ-12)

2.4. Результаты сопоставительного анализа трехканальных малоиска-жающих трансформаторно-выпрямительных устройств с пульсно-стью выпрямленного напряжения т1Э =18 (3-МИТВУ-18)

2.4.1. Алгоритм определения габаритной мощности трансформатора аналитическим путем для 3-х вариантов 3-МИТВУ-18

2.4.2. Определение габаритной мощности трехфазного трансфильтра (ТТФ) аналитическим путем

2.5. Трансформаторно-выпрямительные устройства с пульсностью выпрямленного напряжения т1Э=36 (ТВУ-36 и 6-ТВУ-36)

2.6. Исследование влияния индуктивностей рассеяний обмоток трансформатора (в составе МИТВУ-12) на его габаритную мощность

2.7. О влиянии индуктивности рассеяния обмоток трехфазного трансформатора 2-МИТВУ(П) на его показатели качества

2.8. Результаты экспериментального исследования ТВУ-18

Выводы по главе

Глава 3. Синтез и анализ автотрансформаторно-выпрямительных устройств с пульсностью выпрямленного напряжения 18 (АТВУ-18)

3.1. Об особенностях исследуемых вариантов АТВУ-18

3.2. Результаты исследования традиционных решений автотрансформа-торно-выпрямительных устройств (АТВУ-18) без использования ТТФ

3.2.1. Алгоритм определения проектно необходимых параметриче- 98 ских соотношений для расчета АТВУ-18

3.2.2. Результаты исследования 2-х несимметричных вариантов АТВУ-18 с базовой схемой соединения «треугольник»

3.2.3. Результаты исследования особенностей известных традиционных решений АТВУ-18 без ТТФ

3.3. Результаты исследования современных решений автотрансформа-торно-выпрямительных устройств (АТВУ) с использованием ТТФ... 110 3.3.1. Результаты исследования известного решения АТВУ-18 с

ТТФ

3.3.2. Результаты исследования предложенного решения АТВУ-18

с ТТФ

3.3.3. Результаты исследования новых структурных модификаций АТВУ-18 с ТТФ

3.3.4. Исследования АВТУ-18 с ТТФ с коррекцией выпрямленного напряжения

3.4. О разнице между идеальным и «реальным» АТВУ-18

3.5. Влияние коэффициента трансформации АТВУ-18 на его габаритную мощность

Выводы по главе

Глава 4. Создание информационно-методического обеспечения для оперативной оценки массы активных материалов электромагнитных узлов

4.1. К постановке задачи

4.2. Определение взаимосвязи массы активных материалов однофазного и трехфазного трансформаторов от их габаритной мощности для 2-х частот (50Гц и 400Гц)

4.2.1. Упрощенный расчет массы меди для однофазного трансформатора (ОТУ)

4.2.2. Упрощенный расчет массы меди для трехфазного трансформатора (ТТУ)

4.3. Определение удельной массы и КПД однофазных трансформаторов

в диапазоне частот 50Гц^50кГц

4.4. Взаимосвязь массы дросселей индуктивности фильтров переменного и постоянного тока от их энергии

4.4.1. Особенности расчета дросселей переменного тока

4.4.2. Особенности расчета дросселей постоянного тока

4.4.3. Дополнение к задаче определения массы сглаживающих дросселей для диапазона повышенной энергии (до 100дж)

4.5. Методика расчета однофазных и трехфазных трансфильт-

ров

4.5.1. Общая информация о достоинствах трансфильтров

4.5.2. О методике расчета габаритной мощности трансфильтров

4.5.3. Способы оценки массы активных материалов трансфильтров. 166 4.6. Об эффективности использовании трансфильтров и сглаживающих

дросселей в структурах преобразователей с многоканальным преобразованием

4.6.1. О функциональных свойствах и особенностях трансфильтра

4.6.2. Сопоставительный анализ массогабаритных показателей двух

альтернативных вариантов ТВУ-12

Выводы по главе

Глава 5. Вопросы синтеза машинно-электронных генерирующих систем (МЭГС) с улучшенными показателями качества

5.1. О современных направлениях синтеза машинно-электронных генерирующих систем ( МЭГС-1)

5.2. О двухфазном вентильном генераторе с трапецеидальной формой напряжения якорных обмоток

5.2.1. Первый вариант двухфазного вентильного генератора (ВГ-2) при индуктивности рассеяния обмоток генератора Ь5=0

5.2.2. Второй вариант ВГ-2 при

5.3. О показателях качества традиционных решений трехфазных вентильных генераторов (ВГ-3) с синусоидальной формой напряжения якорных обмоток

5.3.1. Габаритная мощность якорной обмотки ЭМ в простейшем ВГ-3

5.3.2. Параметры диодов выпрямительного моста

5.4. Варианты шестифазного вентильного генератора с симметричной якорной обмоткой по кольцевой схеме (ВГ-6КС)

5.5. Сопоставительный анализ 4-х вариантов вентильного генератора с несимметричной шестифазной якорной обмоткой

5.6. Результаты синтеза и исследования вариантов девятифазного вентильного генератора с пульсностью

5.6.1. Результаты исследования традиционного решения ВГ-9ЛС

5.6.2. Реструктуризация одноканальной структуры ВГ-9ЛС в трех-канальную с использованием трехфазного трансфильтра ТТФ

5.6.3. О влиянии индуктивностей рассеяния обмоток на их габаритную мощность ЭМ

5.6.4. Варианты 9-ти фазных ВГ с кольцевой схемой соединения якорных обмоток

5.6.5. Об энергетической эффективности решения ВГ-9КСМ+2ТТФ

5.7. Преимущества предложенного ВГ-9КСМ+2ТТФ перед простейшим традиционным вариантом ВГ-3

5.8. О российском и зарубежном опыте использования принципа МКП

на практике

5.9. Исследование возможностей улучшения массогабаритных показателей электрической машины с электромагнитным возбуждением, работающих на выпрямительную нагрузку

5.9.1. О логике перехода от синтеза ТВУ и АТВУ к синтезу МЭГС-1

5.9.2. О целесообразности оптимизации числа полюсов ЭГ и об особенностях выполнения этой процедуры

Выводы по главе

Глава 6. Вопросы структурной и параметрической оптимизации импульсных регуляторов напряжения постоянного тока многоканального типа

6.1. Об особенностях структурного синтеза транзисторных импульсных регуляторов напряжения класса DC/DC многоканального типа

6.2. Структурно-алгоритмические признаки ИРН-M

6.3. Два альтернативных варианта суммирования токов в выходной цепи ИРН-M

6.3.1. Использование сглаживающих дросселей (ДС) в ИРН-М(СТ)

и его функциональные свойства

6.3.2. Использование трансфильтров в ИРН-М(СТ) и их функциональные свойства

6.4. Особенности ИРН с МКП централизованного типа

6.4.1. Результаты исследования при М=3 и использовании ТТФ

6.4.2. Результаты исследования при М=3 и использовании 3-ДС

6.5. Энергетические соотношения в импульсном регуляторе напряжения последовательного типа

6.5.1. Определение КПД для ИРН децентрализованного типа

6.5.2. Определение КПД для ИРН централизованного типа

Выводы по главе

Глава 7. Решение неисследованных и мало исследованных задач в однофазных и трехфазных инверторных схемах (класса DC-AC)

7.1. О влиянии структурно-алгоритмической организации однофазных инверторов напряжения на их показатели качества

7.1.1. Рассматриваемый объект и уровень системности его проектирования

283

7.1.2. Принятые при ИКМ допущения и упрощения

7.1.3. Корректировка найденного значения произведения L1C1 с учетом RL нагрузки и определение рациональных значений его сомножителей L1 и C1

7.1.4. Фильтрация напряжения с формой меандр с помощью комбинированного фильтра

7.2. О решении некоторых задач в однофазной полумостовой инвер-торной схеме

7.2.1. Общие вопросы проектирования полумостового инвертора напряжения (ПМИ)

7.2.2. Особенности проектирования ПМИ

7.2.3. Определение значений емкостей конденсаторов делителя напряжения

7.2.4. О некоторых функциональных особенностях ПМИ

7.2.5. Об отсутствии в схеме ПМИ явления одностороннего замаг-ничивания трансформатора

7.3. Упрощенная методика расчета характеристик регулируемого широтным способом однофазного инвертора напряжения по мостовой схеме

7.3.1. Энергетический баланс мощностей по входу и выходу инвертора при ЯЬ нагрузке и при отсутствии регулирования напряжения (угол а=0)

7.3.2. Энергетический баланс мощностей по входу и выходу ОИН

при ЯЬ нагрузке и при регулировании в нем напряжения (угол а^0)

. 7.3.3. Определение КПД в ОИН

7.3.4. Регулируемый по напряжению ОИН, работающий на ЯЬ нагрузку

7.4. Параметрические взаимосвязи в однофазном малоискажающем выпрямителе на базе однофазного инвертора напряжения по мостовой схеме

7.4.1. Концепция модельного описания ОИН с программным алгоритмом управления (ПАУ) в режиме выпрямления

7.4.2. О модельном описании процессов в ОИН в традиционном режиме инвертирования

7.4.3. ОИН в режиме ОМИВ с алгоритмом программной однопо-

лярной ШИМ по синусоидальному закону

Выводы по главе

Глава 8. Структурно-алгоритмический и параметрический синтез трехфазных инверторов напряжения в составе машинно-электронной генерирующей системы типа ПСПЧ авиационного применения

8.1. О постановке задачи

8.2. Способы согласования уровней входного и выходного напряжений

ПЧ

8.3. Исследование влияния «зануления» на показатели качества и рабочие процессы в системе ПЧ при симметричной трехфазной нагрузке

8.4. Исследование системы ПЧ при несимметричной трехфазной нагрузке

8.5. Обеспечение нечувствительности ПЧ к несимметрии 3-х фазной нагрузки на основе использования конденсаторного делителя

8.6. Обеспечение нечувствительности ТИН к несимметрии 3-х фазной нагрузки на основе использования конденсаторного делителя и компенсирующего трансформаторного узла (ПЧПЧ-Т)

8.6.1. Оценка массы фильтров в цепях постоянного и переменного тока

8.6.2. Оценка габаритной мощности и массы КТУ аналитическим путем

8.6.3. Оценка габаритной мощности и массы КТУ с помощью ИКМ

8.6.4. Результаты исследования ПСПЧ-1М при «занулении»

8.7. 2-я модификация системы ПСПЧ с компенсирующим автотрансформаторным узлом

8.8. 3-я модификация системы ПСПЧ с использованием 4-й стойки ключей

8.8.1. Алгоритм формирования сигнала управления 4-й стойки ключей

8.8.2. Особенности процессов в ТИН с учетом 4-й стойки ключей

8.8.3. Расчет потерь в ключевых элементах рассмотренного варианта ПСПЧ-3М

8.9. Корректировка структуры системы ПЧ с учетом требований к жесткости внешней характеристики

8.10. 5-я модификация системы ПСПЧ (ПСПЧ-5М) без использования вольтодобавочного канала

8.11. Пример идеального системного подхода к проектированию системы

ПСПЧ (6-я модификация ПСПЧ-6М )

8.12. Система МЭГС-2 (типа ПСПЧ) с использованием в качестве выпрямительного блока трехфазного малоискажающего (активного)

выпрямителя

Выводы по главе

Заключение

Приложения

ПриложениеП2-1

ПриложениеП2-2

ПриложениеП2-3

ПриложениеП4-1

ПриложениеП4-2

ПриложениеП4-3

ПриложениеП5-1

ПриложениеП5-2

ПриложениеП5-3

ПриложениеП5-4

ПриложениеП5-5

ПриложениеП5-6

ПриложениеП5-7

ПриложениеП5-8

ПриложениеП6-1

ПриложениеП6-2

ПриложениеП7-1

Литература

Публикации

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Создание информационно-методического обеспечения для системного проектирования преобразующих электронных, трансформаторно-электронных и генерирующих машинно-электронных систем электротехнических комплексов автономных объектов»

ВВЕДЕНИЕ

Обоснование выбранной темы диссертационной работы

Концепция данного исследования формулируется в следующем виде:

1. Результаты выполненной работы должны быть ориентированы на практическое их использование в стране соискателя (Союз Мъянма), куда он возвращается после завершения срока обучения в докторантуре. При этом тема исследования не должна быть узконаправленной, а должна быть достаточно широкопрофильной с тем, чтобы результаты работы могли бы быть использованы на практике если не в полном объеме, то, по крайней мере, в большей её части.

2. Результаты обучения в докторантуре и проводимых исследований должны отвечать тенденциям развития электротехники, требованиям научной новизны, практической значимости и должны быть ориентированы:

- на использование их в процессе обучения молодых специалистов в стране (Союз Мъянма);

- на использование разработанных в работе научно-технических решений и подходов к системному проектированию в практических разработках.

3. В результате обсуждения на кафедре ЭКАО НИУ«МЭИ» содержания планируемого исследования сформулирована следующая тема диссертации, отвечающая вышеприведенным требованиям: «Создание информационно-методического обеспечения для системного проектирования преобразующих электронных, трансформаторно-электронных и генерирующих машинно-электронных электротехнических систем для автономных объектов».

4. По замыслу настоящего исследования общая его концепция, объединяющая исследуемые в работе основные классы устройств силовой электроники (УСЭ), должна базироваться на едином методологическом подходе не только к их (УСЭ) синтезу, но и к процедуре системного проектирования электротехнических комплексов (ЭТК) на их базе. Кроме того, она (концеп-

ция) должна характеризоваться следующими признаками:

1) использованием при их структурно-алгоритмическом синтезе (САС) перспективного (по критериям электромагнитной - ЭМС и электроэнергетической - ЭЭС совместимости) принципа многоканального преобразования (МКП) энергетического потока (ЭП), который хорошо адаптируется к процессу унификаций устройств различной мощностью, включая повышенную мощность;

2) использованием при САС энерго-и ресурсосберегающей технологии -промежуточного высокочастотного преобразования (ПВЧП);

3) созданием информационно-методического обеспечения в объеме, необходимом для реализации системного подхода к проектированию ЭТК, содержащих УСЭ;

4) углубленным исследованием свойств и характеристик, недостаточно исследованных УСЭ, которые необходимы при системном проектировании ЭТК с УСЭ;

5) созданием упрощенных методик проектирования электромагнитных узлов УСЭ (трансформаторов, трансфильтров, дросселей постоянного и переменного тока), необходимых при сопоставительном анализе вариантов ЭТК с УСЭ при критерию массогабаритных показателей.

Таким образом, широкий охват классов исследуемых электротехнических устройств и систем объединяется единой целью и общей методологией исследования.

Современное состояние проблемы информационно-методического обеспечения для системного проектирования преобразующих электронных, трансформаторно-электронных и генерирующих машинно-электронных электротехнических систем рассматривается в главе 1 диссертации. Там же приводится формулировка подлежащих решению задач.

Содержание работы характеризируется следующей структурой.

В первой главе дается краткий аналитический обзор важности процедуры системного проектирования (СП) для периодической смены поколений

техники и для научно-технического прогресса в целом. С целью систематизации и обобщения предложена классификация исследуемых преобразующих и автономных генерирующих систем - АГС (электронных, трансформаторно-электронных и машинно-электронных). Приведен перечень устройств и узлов силовой преобразовательной техники, которые используются в генерирующих электротехнических комплексах автономных объектов, информационно-методическое обеспечение которых требуется для их системного проектирования.

Во второй главе с учетом современных достижений проведены систематизация и сопоставительный анализ вариантов малоискажающих транс-форматорно-выпрямительных устройств (МИТВУ), синтезированных на основе использовании эффективного принципа многоканального преобразования (МКП). Проведено углубленное исследование 11 альтернативных вариантов (3 из них предложенные в работе) с различными топологиями обмоток трехфазного фазоумножающего трансформатора напряжения (ТФУТН) и различной структурной организацией преобразующего тракта. Модельные описания процессов и внутренние их параметрические взаимосвязи, которые необходимы для системного их проектирования и сопоставительной оценки, получены аналитическим путем и на основе имитационного компьютерного моделирования (ИКМ).

В третьей главе впервые на основе полученных с помощью ИКМ результатов синтеза и анализа альтернативных вариантов автотрансформатор-но-выпрямительных устройств (АТВУ- Ш\Э) с пульсностью выпрямленного напряжения Ш\Э =18; проведены их систематизация и сопоставительная оценка. До настоящего времени в литературе фактически отсутствовала в должном объеме информация по данному вопросу. Она необходима не только для проектирования этих устройств, но и, прежде всего, для получения представлений о физической сущности протекающих в них процессов. В работе этот информационный пробел устраняется.

Четвертая глава посвящена разработке упрощенных методик проекти-

рования электромагнитных узлов (дросселей постоянного и переменного тока, трансфильтров и трансформаторов), предназначенных для оперативного решения системных задач при разработке автономных генерирующих ЭТК нового типа.

В пятой главе представлены результаты обзорного исследования направлений синтеза машинно-электронных генерирующих систем 1-го типа -МЭГС-1 (вентильных генераторов с пульсностью Ш\Э =6; 12; 18) с улучшенными показателями качества, которые получены на основе использования при их синтезе принципа МКП. Материал главы здесь также посвящен исследованию возможностей улучшения массогабаритных и энергетических показателей синхронных генераторов (СГ) с электромагнитным возбуждением, работающих на выпрямительную нагрузку, с учетом современного уровня развития.

В шестой главе рассматриваются мало освещенные в технической литературе вопросы структурной и параметрической оптимизации импульсных регуляторов напряжения (ИРН) постоянного тока, синтезированных на основе использования принципа МКП. Дается сопоставительная оценка по эффективности использования в выходной цепи таких структур 2-х альтернативных вариантов - сглаживающих дросселей и трансфильтров.

В седьмой главе представлены результаты решения неисследованных и мало исследованных задач в инверторных и конверторных схемах, которые необходимы при системном проектировании генерирующих ЭТК, например, систем типа ПСПЧ (переменная скорость - постоянная частота). В частности, на конкретных примерах показана взаимосвязь между алгоритмами управления инверторами и массогабаритными показателями их выходных фильтров.

Восьмая глава посвящена разработке и исследованию альтернативных вариантов системы «Переменная скорость - постоянная частота (ПСПЧ)», удовлетворяющей требованиям авиационного применения. При этом решаются: 1) задачи структурно-алгоритмического и параметрического синтеза трехфазных инверторов напряжения ТИН, нечувствительных к несимметрии

3-х фазной нагрузки; 2) задача по определению влияния нулевого провода между генератором и потребителями на массогабаритные и энергетические показатели ЭТК этого типа; 3) задача сопоставительной оценки альтернативных вариантов системы ПСПЧ.

В заключении представлены обобщенные выводы по результатам выполненной работы, а также приводятся:

- Приложения к главам;

- Перечень используемых в работе источников информации;

- Перечень публикаций автора работ.

Заключение диссертации по теме «Электротехнические комплексы и системы», Хлаинг Мин У

Заключение

Известно, что наилучшие результаты проектирования электротехнических комплексов (ЭТК) по заданным показателям качества могут быть достигнуты только при системном подходе (СП) к этой процедуре. Однако, реально практическая реализация СП наталкивается на отсутствие необходимого информационно-методического обеспечения (ИМО).

Целю настоящей работы является решение данной проблемы применительно к электронным (ЭГС) и машинно-электронным генерируемым системам (МЭГС) автономных объектов (АО). В работе предложено различать два подхода к системному проектированию: вынужденное системное проектирование (ВСП) и идеальное системное проектирование (ИСП). На конкретных примерах показано, что наилучший результат может быть получен только на основе ИСП.

Выявление резервов совершенствования ЭТК АО реализовано на основе выполнения следующих поисковых процедур: 1) на основе использования энерго- и ресурсосберегающих принципов построения ЭТК (типа ЭГС, МЭГС-1 и МЭГС-2, см. ниже) исследованы возможности создания новой, более эффективной их структурно-алгоритмической организации; 2) создано информационно-методическое обеспечение (ИМО) для проектирования всех исследованных в работе узлов (указанных) ЭТК и на этой основе выполнена их параметрическая оптимизация; 3) исследована совместная работа всех узлов ЭТК (МЭГС-1 и МЭГС-2) и их взаимное влияние друг на друга; 4) по заданным критериям (массогабаритных показателей и КПД) приведены примеры системного подхода к проектированию ЭТК.

В качестве средства решения поставленной в работе масштабной задачи использованы современные возможности имитационного компьютерного моделирования (ИКМ) - OrCAD Pspice Schematics.

Перечень устройств (силовых звеньев), которые на практике применяются как самостоятельно, так и в составе ЭТК различных типов и которые рассмотрены в данной работе, и полученные основные результаты:

I. Устройства класса АС/БС:

1.1. Систематизированы традиционные и вновь предложенные мало-искажающие трансформаторно-выпрямительные устройства (МИТВУ) с пульсностью т1Э=12-36. Получены параметрические взаимосвязи во всех исследуемых вариантах МИТВУ, которые необходимы для их проектирования и сопоставительной оценки. Установлено, что габаритный показатель вариантов МИТВУ с последовательным соединением первичных обмоток трансформаторов для любой каналности всегда лучше по сравнению с другими возможными вариантами схем с такой же канальностью (см. табл. 2-19).

1.2. Сформулирован принцип синтеза автотрансформаторно-выпрямительных устройства (АТВУ) с ^1Э=18 (АТВУ-18) и проведен сопоставительный анализ по показателю габаритной мощности его электромагнитных элементов (автотрансформатора - АТУ и трехфазных трансфильтров - ТТФ). Показана эффективность новых предложенных решений АТВУ-18 с выходными трансфильтрами относительно известных вариантов. Реструктуризация одноканальной топологии известных решений АТВУ-18 (без ТТФ) в явно выраженную трехканальную топологию (преобразования энергетического потока) позволяет, во-первых, заметно уменьшить суммарную габаритную мощность электромагнитных узлов, во-вторых, улучшить показатели ЭМС и ЭЭС, в-третьих, уменьшить установленную мощность диодов выпрямительного узла и массу охладителей.

1.3. На основе проведенного исследования впервые определены параметрические взаимосвязи в однофазном малоискажающем активном выпрямителе (ОМИВ), необходимые при его ИСП и, в первую очередь, для проведения ИКМ.

II. Устройства класса БС/АС:

2.1. Однофазный инвертор напряжения (ОИН).

2.1.1. Определены зависимости массы выходных фильтров при различных алгоритмах формирования выходного напряжения (на примере двухканального ОИН по нулевой схеме) и даны соответствующие рекомен-

дации по проектированию.

2.1.2. На основе исследований выявлены особенности работы конденсаторного делителя напряжения в полумостовой схеме, знание которых необходимо при проектировании. На основе метода энергетического баланса получена упрощенная модель для расчета значений его емкостей и этим самым подтверждена правомерность известной модели, полученной Хасаевым О.И. другим методом [8-4]. На основе ИКМ подтверждена адекватность новой и известной моделей, что обеспечивает требуемый уровень доверительности к ним при использовании их на практике.

2.1.3. На примере ОИН по мостовой схеме предложена методика определения КПД в инверторных схемах, процессы в которых характеризуются внутренним обменом реактивной мощностью нагрузки.

2.2. Проведены систематизация, синтез, исследование и анализ нескольких вариантов трехфазных инверторов напряжения - ТИН (с алгоритмом формирования его выходного напряжения на основе ШИМ программного типа с с параметром ^=2,5), нечувствительных к несимметрии 3-х фазной нагрузки, среди которых выделен наиболее эффективный - путем введения в ТИН 4-й стойки ключей с соответствующим (предложенным) алгоритмом управления.

III. Устройства класса ВС/ВС:

3.1. Проведены систематизация, структурно-алгоритмический и параметрических синтез импульсных регуляторов (ИРН) постоянного напряжения с многоканальным преобразованием (МКП). Указанны целесообразные области применения таких устройств.

3.2. Дана сопоставительная оценка массогабаритных показателей средств суммирования выходных токов каналов с помощью трансфильтров и дросселей постоянного тока и даны рекомендации по целесообразноному использованию этих средств в каждом конкретном случае.

Перечень ЭТК, в составе которых могут применяться силовые звенья выше причисленных 3-х классов:

IV. Машинно-электронные генерирующие системы МЭГС-1 (типа «Вентильный генератор»), включающие себя последовательно соединенные электрическую машину (ЭМ) и выпрямительный блок (ВБ).

5.1. На основе использования известной методики, представленной в [512], получены количественные зависимости массы активных материалов генератора с электромагнитным возбуждением (авиационного применения) от числа пар полюсов (в диапазоне р=2-8) при трех различных значениях частот вращения вала (и=6000об/мин; и=8000об/мин; и=12000об/мин).

5.2. На основе проведенных исследований дан сопоставительный анализ традиционных и вновь синтезированных решений МЭГС-1 с различным пульсностью выпрямленного напряжения (ть=6, 12, 18) и различной топологией якорной обмотки (ЯО) ЭМ.

V. Машинно-электронные генерирующие системы МЭГС-2 (типа «Переменная скорость-постоянная частота - ПСПЧ»).

В работе данная система реализуется на основе структуры преобразователя частоты со звеном постоянного тока (ПЧЗПТ), которая представляет собой два последовательно включенных силовых звеньев - выпрямительного блока (ВБ) и ТИН. При этом исследуется два альтернативных решения - с исполнением ВБ на основе пассивных выпрямителей - 1-й вариант и с исполнением его на основе активных выпрямителей - 2-й вариант. Заметим, что ВБ в обоих случаях может выполняться как в одноканальном и многоканальном вариантах.

Для первого варианта исполнения ВБ выявлены наиболее рациональные структуры преобразователей частоты (ПЧ), удовлетворяющие требованиям авиационного применения, а именно - нечувствительные к несимметрии трехфазной нагрузки и допускающие «зануление» СГ и потребителей. В качестве нового средства структурно-алгоритмического синтеза систем МЭГС-2 предложен бестрансформаторный способ согласования её входного и выходного напряжений за счет увеличения в ТИН параметра л до значения л =2,5. К тому же, это позволяет улучшить массогабаритные показатели

и КПД системы. Проведена систематизация альтернативных вариантов МЭГС-2 при использовании этого способа. Из этих вариантов выделено наиболее рациональное, которым является вариант ПЧЗПТ с 4-ой стойкой ключей в ТИН, управляемых с помощью предложенного алгоритма ШИМ.

Для второго варианта исполнения ВБ разработана ИК-модель трехфазного активного выпрямителя (МИТВ) и проведено с согласованием её с ранее разработанной моделью ТИН. Особенностью этого варианта является: 1) улучшенная ЭМС ПЧЗПТ с генератором за счет малых искажений потребляемого тока и cosф1(1)=1; 2) улучшенные массогабаритных показателей выходных фильтров для однофазной и трехфазной нагрузок за счет снижения параметра р со значения р=2,5 до р=1. На основе проведенной серии ИКМ-экспериментов получена необходимая информация для сопоставительной оценки ПЧЗПТ с ВБ по первому и второму вариантам. Установлено преимущество по массе активных материалов второго варианта исполнения ВБ перед первым.

VI. На основе обзора технической литературы и проектной информации, уже накопленной в теории и практике проектирования трансформаторов и дросселей создано информационно-методическое обеспечение для оперативной оценки массы электромагнитных узлов при решении задач системного проектирования выше рассмотренных МЭГС.

Результаты работы могут быть предназначены для использования при научно-исследовательской и опытно-конструкторской работе (НИОКР), а также в учебном процессе по специальности силовой электроники и электротехнических комплексов и систем.

Приложения

Имитационные компьютерные модели двуканальных малоискажающих трансформаторно-выпрямительных устройств с пульсностью выпрямленного напряжения т1Э=12 (МИТВУ-12)

Рис. П2-1а. ИК-модель МИТВУ-12 с непосредственным суммированием выходных токов каналов - МИТВУ-12( ).

--Ч-

рлйамегсдй

К2

1

ш

п

Р*ндметев6г VI и!'- гъ

удо 600

гз.ге

ИЙМЯЕЙБ и «н

и Д^МУЧМ

13 ртг}

И »

- П

"и

и-»

т I Г

м- „„■ шу ,„■■■ .

4 п 1 4 -г ■. Г

■ - .И"..... ' ■ ■■

Рис. П2-16. ИК-модель МИТВУ-12 с суммированием выходных токов каналов с использованием однофазного трансфильтра (ОТФ) в цепи постоянного тока - МИТВУ-12( +ОТФ=).

Рис. П2-1в. ИК-модель МИТВУ-12 с использованием 3-х однофазных трансфильтров в цепи переменного тока и суммированием выходных токов каналов МИТВУ-12 (3ОТФ.+ ).

_-т-1_

и

■ЧУ*-«н

Е ' * —

раяаметеч$

VI 8452.2в

УЙО 600

РАЯАМЕТЕЧБ ы 60Н

12

13 (Э-Ц)

Рис. П2-1г. ИК-модель МИТВУ-12 с последовательным соединением первичных обмоток трансформаторов 2-МИТВУ-12(П) с повышенным уровнем выпрямленного напряжения относительно сетевого.

Рис. П2-1д. ИК-модель МИТВУ-12 с последовательным соединением первичных обмоток трансформаторов 2-МИТВУ-12(П) с пониженным уровнем выпрямленного напряжения относительно сетевого.

Имитационные компьютерные модели трехканальных малоискажающих трансформаторно-выпрямительных устройств с пульсностью выпрямленного напряжения т1Э=18 (МИТВУ-18)

--ф-■

л

»Л

ш

■пн ап ■ ■ ,

11-» Щ к 4

РАЧМЕТЕНЗ

VI ЕЛ:-.Л13Т4.'ЦГ

I 90

(.1

РлЧАК'ЕТЕ ИЬ км 1 з+гаа

НДб№БНУ

и (ь г 11 к л ч - кт. ■

^ О^щй-км:;

ШЛ

■о

РАКАМЕТЕЧЗ VI &«5 38137^

I ^

|_т 11»+

РАЙЛМЕТЕНа км га >24

КТЙ

км

1

гйзида

РАИЛМЕ'ЕЙЙ

¡_2 ¡ИчКМ'КМД

И

Ж .1 | —III

—■ I I I -к

I ■ ■ I

i -

Г Т ■ - ~ I О

П. :: С^^Лг^

(илиь/УХМ))

б)

Рис. П2-2а. ИК-модели МИТВУ-18: а) с непосредственным суммированием выходных токов каналов - МИТВУ-18( ); б) - с суммированием выходных токов каналов с использованием трехфазного трансфильтра (ТТФ) в цепи постоянного тока - МИТВУ-18( +ТТФ).

Рис. П2-26. ИК-модели магнитной связи обмоток трансформатора в 2-х выше приведенных вариантах МИТВУ-18 (рис. П2-2а).

Рис. П2-2в. ИК-модель МИТВУ-18 с последовательным соединением первичных обмоток трансформаторов 3-МИТВУ-18(П).

Имитационные компьютерные модели шестиканальных малоискажающих трансформаторно-выпрямительных устройств с пульсностью выпрямленного напряжения т1э=36 (МИТВУ-36)

■ -

Р и

1 ш 1 1

В н

11 '-[ ■ 1

■>Т

тп

- —11Тк- -н_

т_ ■ Ё_

Т" ■

1Т1

■ш

I 1.1

ТТФ

ОТФ

ТТФ

Рис. П2-3а. ИК-модели МИТВУ-36 с суммированием выходных токов каналов с использованием трансфильтров (ТТФ и ОТФ) в цепи постоянного тока -МИТВУ-36( +2ТТФ+ОТФ).

йог. й— Л— »-— ■- «.и.

■ Р-»

пиь-в ™ - --ШШ

яш -т ип -м

1ЙаРР!1ЧТЧВРГРЖ5РР!111ЧЯВ

I- '"I 1*" .М-

I- Л^Ч'А УП .411н

«"НчфНпШнЩ

Н-М'.ЧАЧ ч Л.Т.'Ю-

+ и. им«:-*;-

Рис. П2-36. ИК-модели магнитной связи обмоток трансформатора в МИТВУ-36 (по рис. П2-3а).

Рис. П2-3в. ИК-модель МИТВУ-36 с последовательным соединением первичных обмоток трансформаторов 6-МИТВУ-36(П).

Рис. П2-3г. ИК-модели магнитной связи обмоток трансформатора в 6-МИТВУ-36(П).

ь- * Шй! ■ .■ ГТ И Р1 ■ : г. ^=* ^ ■ 1 Ш П П 1 * * 1 =;

— — ^ Ш Г! Г |иа|Е

ш— 5.5355 г ■ ■> ■:■ -с- - изаа

ЦГ.^: а -а гш-га п ■

ИМ<1 1 | 1

1! 1 «га шззн

* №399 ни:

Ф ■ П — — п г л в. ф. Щ1 -

ы Ш1! - - — — - ИШД» ■ П П Г 1*] ■ г, я ч

НФи 4 Л ■ Е - ■■ к т ШП

№Ш г н ч ■ я 5

г ! * Д К = 1

щ 111^11 * а Iдь* ■ гп г г - =■ л = ■ ■! Г 1Т П

№ = 3 С

ч й ■ ?

- 1|= V * л щш ■ 1ШЁ

\т 3 Е а

а Я ЕТ.Й1 |< ■ 1 - Ш11 - Й гл Г; Шт 1 Ла N г. га г — п в п я л ■ ■ ■ ■ !ШВЁ 1 "В п ■ ■ ит

№ 1 ■В. Л —1 и 111115 Ш!Г

Щ|1 1ЭЕ5Н

Определение массы дросселя постоянного тока (Д= с L=7,5мГн)

Поставленная задача решается на основе методики расчета сглаживающих дросселей на заданное превышение температуры, представленной в [1-21]. Исходными данными являются значения индуктивности - Ь=7,5мГн и тока подмагничивания - 10 =25,51А.

Алгоритм расчета массы дросселя сглаживающего дросселя

(при Ь =7,5 мГн)

1. При заданных значениях параметров Ь и 10 определяем величину Ы^ :

Ь/02 = 7,5 • 10"3 • 25,512 = 4,88 [ГнА2]. (1)

2. По рекомендуемой в [2-2] зависимости активного объема стали магнитопровода Гстакт от величины Ь/0 определяем значение этого параметра:

V = 1000 [см3]. (2)

ст.акт -I

3. Из табл. П2-1 в [1-21] выбираем предварительно магнитопровод ШЛ40*80, у которого

Уот.акт = ^т.табл' ^т=1095-0,91=997см3. (3)

4. Введем вспомогательную величину М, представляющую собой удельную электромагнитную нагрузку сердечника, т.е. величину электромагнитной энергии на единицу объема стали:

М = —^ = 488 = 4,895 • 10"3 \Гн • А2! смъ 1. (4)

V 997 1 J

ст. акт

5. По найденной величине М, пользуясь приведенным в [1-21] графиком, определяем относительную величину эффективной магнитной проницаемости - Аэфф и относитель-

13 %:

Аэфф = 90 • I0"8 [Гн/см], I з % = 1,17%.

6. Плотность тока в обмотке дросселя согласно [1-21] зависит от типоразмера его магнитопровода (^т.акт). Для данного случая:

] =1,65 [а|уу2].

7. Определяем базовый линейный размер магнитопровода дросселя:

ную длину оптимального воздушного зазора 3

"8

аъ = 5

2 • кг Ь[Гн] • / 02[ А2]

. ^ 11

(т• п )2 • I 1,26• Аэфф[Гн!см]• (][А!см2]• кок)2 • кСт _ , (6)

2• 4,5 7,5-10"3 • 25,512 лллл

= 3,868 - 4,444см

(2,5 -1)2 • (2-1) 1,26• 90-10"8 • (1,65 -102 • 0,33)2 • 0,91

где: т, п, I - оптимальные геометрические соотношения дросселя однозначно задаются

отношениями высоты окна - к, ширины окна - с и ширины ленты - Ъ к ширине среднего

к 10 ^ ,Ъ 4 - с

керна - а магнитопровода: т = — = — = 2,5 ; I = — =-= 1 - 2 ; п = — = — = 1. Коэффи-

а 4 а 4 а 4

циент кг для броневого типа магнитопровода равен:

1 Л , 10 4

к, = 1 + т + п = 1 + — + — = 4,5.

г 4 4

8. Окончательно выбираем типоразмер магнитопровода ШЛ40*80, у которого Гст.акт= =997см3, сечение окна магнитопровода: £ок=Ахс=10*4=40см, средняя длина магнитной силовой линии: /ст=34,2ем, активная площадь сечения магнитопровода: £ст.акт= 5ст.табл'кст= 320,91=29,12см2, масса стали магнитопровода: Ост =7,54кг.

9. Определяем суммарный немагнитный зазор в магнитопроводе и толщину немагнитной прокладки:

/ % 117

--= -— 34,2 = 0,4 [ссм]. (7)

100

А з =

I

100 = 0,2 [см].

10. Число витков обмотки дросселя определяем по формуле:

Ж =

1

Ц[Гн] • /ст [см]

1,26 • Иэфф[ Гн /см] • 8сжакт[см 2 ] = 88.

7,5 40-3 • 34,2

1,26 • 90 -10 -8 • 29,12

(8)

(9)

11. Определим сечение провода через значения тока I0 и у.

5,., = ^ = ]

и 25,51

1,65

= 15,45 [мм2].

(10)

12. Из табл. П1-1 в [1-21] выбираем ближайшее расчетное сечение провода 5те1=15,90 мм2 (с номинальным диаметром Лном=4,5мм и с наибольшим наружным диаметром Лиз=4,88мм) и уточняем окончательное значение плотности тока:

. = = 2551 = 1,6 [А/мм2].

^ 15,9 ' 1 ' 13. Находим число витков в одном слое Жс обмотки:

Ж = А - 2 •Ак = 100 - 2 4,5 = 17

С ку1 • Лиз

(11)

(12)

1,13 • 4,88

где: ку1 - коэффициент укладки провода в осевом направлении, определяемый в зависимости от диаметра провода Лиз по рекомендуемой кривой.

14. Число слоев N обмотки:

N = ^ = 88 = 5 ^ 17

(13)

15. Средняя длина витка обмотки:

/ =

ср.в

2(а + Ь + 2 •Ак) + 2^•

(N• •А

из из

2

2(4 + 8 + 2 • 0,15) + 2^ •

5 • 0,488 • 0,024

= 24,78 [см]

Продолжение приложения П4-3

где: Дк - толщина каркаса ( Дк=1,5мм), Дш - толщина междуслоевой изоляции.

16. Масса обмотки:

Ом = 1р [м] • ^ • gм [г]-103, (15)

где: gм - масса 1 м провода (по табл. П1-1 в [1-21]): Ом = 0,2478 • 88 -142 -10"3 = 3,1 [кг].

17. Суммарная масса активных материалов сглаживающего дросселя:

О = Ост + Ом = 7,54 + 3,1 = 10,64 [кг]. (16)

18. Суммарная масса 2-х дросселей:

О1= 2 • ОЬ = 2 • 10,64 = 21,28 [£г]. (17)

19. Проверим значение индуктивности при вычисленных значениях параметров дросселя и зазора, используя для этого известную ниже модель, и сравним с исходным её значением:

г = 0,4 • ^ ^ • ЯСт • кСт

ь=—(18)

I

Ст

-+

з.опт

V 1 ст J

где: /Лд - динамическая магнитная проницаемость материала сердечника:

1 1 7

Мд = —-/-=-1-^ = 9 • 107 [Гн/см ]. (19)

Мэфф /_ 90 • 10-8 34,2

ст

Подставив значение (19) в (18), получим:

0,4• 882 • 32• 0,91 . „ ,10 .

Ь = —-—т--—^ = 7,457 • 10 3 мГн. (18а)

г 1 I л

34,2 •

- +

з . опт

V 9 • 10-7 1ст J

Из (18а) следует, что полученный результат практически совпадает с заданным значением индуктивности Ь=7,5 мГн, что свидетельствует о корректности выполненного расчета.

Аналогичным образом рассчитываются массы дросселей при Ь =0,9мГн и Ь=3мГн.

Определение массы трансфильтра ОTФ

1. Зная из (4-34а) габаритную мощность ОТФ - 5оТФ=86,18ВА и используя в [1-21] табл. П2-2, выбираем предварительно типоразмер магнитопровода ШЛ20х40, у которого Уат.акт=137см3, 50к=^хС=5х2=10см, /ст=17,1см, &такт=5'ст.табл' £еш=8 0,91=7,28см2, масса стали магнитопровода: Ост =0,94кг.

2. Находим число витков обмотки ТФ:

Ж = Ж2 =_'ЦгФ_= 20'996-104 = 22 (20)

1 2 4,44 • /Тф • Вт • Зсакт 4,44 • (6 • 50)-1 • 7,28 ' ( )

3. Сечение провода определяется через значение тока 1ТФ и его плотность у:

= 11ф = 25,59 = 7,3^ [мм2] У 3,5

4. Из табл. П1-1 в [1-21] выбираем расчетное сечение провода:

£те1=7,306 мм2 (с Лном=3,05мм и с Лиз=3,42мм).

(21)

5. Число витков в одном слое Жс:

Ж = Н - 2-Д*

С ку1 • Ли

50 - 2 •1,5 1,11 • 3,42

= 12

(22)

6. Число слоев обмоток Ы:

Л, Ж 44 N = — = — * 4 Ж 12

(23)

7. Средняя длина витка обмотки: /

ср.в

N • Л • Д 2( а + Ь + 2 •Дк) + 2^ • (-—^—^)

2

, ^^ ^ /4• 0,342• 0,024/ 2(2 + 4 + 2 • 0,15) + 2^ • (-' '-)

12,7 [см]

(24)

где, Дк - толщина каркаса ( Дк=1,5мм), Диз - толщина междуслоевой изоляции.

2(2 + 4 + 2 • 0,15) + 2^ • (

4 • 0,342 • 0,024 2

12,7 [см].

8. Масса обмотки:

Ом = /р [ м] • Ж • gм [г ] 40-3,

(25)

где, gм - масса 1 м провода (по табл. П1-1 в [1-21):

ом = 0,127 • 44 • 65 •Ю-3 = 0,363 [кг ].

9. Суммарная масса активных материалов ОТФ:

Оотф = Ост + ом = 0,94 + 0,363 = 1,3 [кг].

(26)

)

Приложение П5-3

Табл. №П5-3

Результаты расчета массы активных материалов синхронного генератора для различных значений пар полюсов (р=2, 3, 4, 5, 6, 8), полученные на основе методике

[4-5] при: п=8000об/мин; Рн= 60-103БЛ; ^ф=0,8; Ц =120В; /н=166,7А; тх=3; кЕ=1,095;

А=327А/см; аг =0,765; В5 = 0,87Тл; $=1,5; уп=9; тп =13,5; в=0,667; ко=0,827; кф=1,1;

X* =2,1Ом; х* =0,10м; а1=3; а2=1; В^с =2Тл; k,с =0,95; Гв =0,94; ja =13,4А/мм2; Sa =4,146

мм2; АЬ=0,56мм; Дh =2,29мм; hиз =3,96мм; АЬщ =0,56см ; ^=0,13см; Б=0,1см; Дпр =0,35см

Результаты определения главных размеров

Число пар полюсов р 2 3 4 5 6 8

Частота / 266,66 400 533,32 666,66 800 1066,7

Отношение длины якоря к диаметру - Л = 0,8/4Р 0,566 0,462 0,4 0,358 0,283 0,283

Диаметр якоря (предварительный) -Б [см] 16,483 17,636 18,502 19,203 19,795 20,768

Диаметр якоря (окончательный) -Б [см] 17,557 17,557 19,507 19,507 23,409 23,409

Длина якоря - 1 = Л ■ Б [см] 8,218 8,218 6,657 6,657 4,622 4,622

Полюсное деление - т=п-Б2р [см] 13,789 9,193 7,66 6,128 6,128 4,596

Воздушный зазор - 8 [см] 0,09 0,06 0,05 0,04 0,04 0,03

Результаты расчета обмотки пазов и спинки якоря

Расчетная величина магнитного пото- 7,543 5,028 3,394 2,715 1,866 1,414

ка в воздушном зазоре - Ф8 [10-3 Вб]

Уточненное значение - аг 0,765 0,766 0,765 0,765 0,765 0,765

Число витков в фазе - ^ф 18 18 20 20 24 24

Число проводов в пазу - ип 18 12 10 8 8 6

Число пазов якоря - ъ 18 27 36 45 54 72

Зубцовое деление якоря - 4 [см] 3,064 2,043 1,702 1,362 1,362 1,021

Необходимая минимальная ширина 1,493 0,995 0,829 0,663 0,663 0,498

зубца - [см]

Максимальная допустимая ширина 1,572 1,048 0,873 0,698 0,698 0,524

паза - Ьп.доп [см]

Ширина паза - Ьп [см] 0,961 0,788 0,788 0,544 0,544 0,404

Высота паза - кп [см] 1,205 0,953 0,953 0,953 0,953 0,989

Число стержней провода, расположе- 5 3 3 2 2 3

ных по ширине паза - п1

Ширина изолированного стержня - Ьиз [мм] 1,81 2,44 2,44 2,44 2,44 1,16

Число стержней провода по высоте 4 4 4 4 4 2

паза - п2

Ширина прорези паза - Ьщ [см] 0,237 0,3 0,3 0,3 0,3 0,172

Средняя ширина секции обмотки яко- 9,892 6,507 5,39 4,312 4,275 3,211

ря - Ту [см]

Длина лобовой части секции - 4 [см] 18,105 12,988 11,62 9,781 10,345 8,327

Средняя длина витка - 1а.ср [см] 52,648 42,413 36,555 32,89 29,937 25,9

Омическое сопротивление фазы об- 13 11 10 9,278 10 8,768

мотки якоря при 20С - г20 [10-3 ом]

Омическое сопротивление фазы об- 0,021 0,017 0,016 0,015 0,016 0,014

мотки якоря в нагретом состоянии -^е [ом]

Толщина межслойной изоляционной 0,035

прокладки - Апр [см]

Коэффициенты, учитывающие умень- кв=0,813 , кв1=0,75

шение рассеяния вследствие укороче-

ния - кр

Высота зубца - к2 [см] 1,021

кз [см] 0,08

ку [см] 0,05

Удельная проводиомость пазового 1,055 0,967 0,967 1,292 1,292 1,329

рассеяния - ЯП

Удельная проводимость дифференци- 0,202 0,202 0,202 0,202 0,202 0,202

ального рассеяния - Яд

Удельная проводиомость рассеяния 0,937 0,695 0,791 0,679 1,054 0,868

рассеяния лобовых частей - Ял

Суммарная проводимость рассеяния - ЕЯ 2,194 1,864 1,959 2,173 2,548 2,339

Индуктивное сопротивление рассеяния фазы обмотки якоря - Х8 [Ом] 0,065 0,056 0,058 0,065 0,076 0,072

Внутреняя ЭДС обмотки якоря при 129,56 127,949 128,191 128,659 130,039 129,28

номинальной нагрузке - Е, [В] 3

Значения магнитного потока в воз- 7,427 4,89 3,307 2,655 1,864 1,39

душном зазоре при двойной перегрузке - Ф82Н [10-3Вб]

Индукция радиальной высоты спинки якоря -В/а [Тл] 1,5

Радиальная высота спинки якоря -куа 3,171 2,087 1,743 1,399 1,414 1,055

[см]

Наружный диаметр якоря -Бн [см] 26,308 23,638 24,898 24,212 28,144 27,496

Результаты определения размеров магнитной цепи ин-

дуктора, демпферной клетки

Длина полюсной дуги индуктора -Ьр [см] 10,383 7,042 5,845 4,658 4,596 3,512

Ширина полюсной дуги - Ьп.б [см] 9,688 6,994 5,815 4,638 4,581 3,503

Коэффициент рассеяния потока полю- 1,27

сов - О

Длина полюса (длина активной части 8,719 8,719 7,158 7,158 5,123 5,123

индуктора) - /т [см]

Допустимая индукция в полюсе - Вт [Тл] 1,9

Ширина полюса - Ьт [см] 5,286 3,728 3,123 2,569 2,519 1,908

Коэффициент рассеяния относительно 1,27

ярма (при двойной перегрузке) - О/

Индукция спинки ярма индуктора -Вт [Тл] 1,9

Высота спинки ярма индуктора -к/т [см] 2,997 2,02 1,625 1,305 1,29 0,954

Индукция полюсного башмака на уча- 1,9

стке -Вп.б [Тл]

Высота полюсного башмака на участ- 1,15 0,737 0,607 0,468 0,47 0,361

ке - к'аб [см]

Шаг демпферной клетки на полюс - /у 4,596 3,064 2,553 2,043 2,043 1,532

[см]

Число стержней демпферной клетки 2 2 2 2 2 2

на полюс - пу

Площадь поперечного сечения стержня - [см2] 42,062 28,042 23,367 18,694 18,694 14,021

Диаметр стержня -Лу [см] 0,732 0,598 0,542 0,488 0,488 0,423

Высота усика - ку.у [см] 0,05

Допуск на укладку - Ддоп 0,02

Высота паза демпферной клетки - 0,802 0,668 0,615 0,558 0,558 0,493

кп.у [см]

Ширина прорези паза демпферной клетки принимаем - Нщ.у [см] 0, >

Высота полюсного башмака на участке -Наб [см] 1,952 1,405 1,223 1,206 1,028 0,853

Высота полюсного башмака по оси полюса -Нпб [см] 2,353 1,604 1,349 1,111 1,096 0,892

Магнитная индукция в зубце индуктора -Бгу [Тл] 1,088 1,104 1,177 1,128 1,158 1,119

Площадь поперечного сечения кольца демпферной клетки - [мм2] 33,65 22,433 18,694 14,955 14,955 11,216

Необходимая площадь поперечного сечения обмотки возбуждения на полюсе - [мм2] 413,33 275,56 229,62 183,696 183,701 137,78

Необходимая высота катушки -Нк [см] 2,546 2,359 2,392 2,359 2,189 2,186

Высота сердечника полюса - Нт [см] 2,816 2,859 2,992 2,959 2,789 2,786

Высота полюса - Нр [см] 4,153 4,463 4,341 4,069 3,885 3,678

Оп ределение М ДС 0бм0ТК1 [ возбужден ия генерато Ра

МДС воздушного зазора - ^ [А] 1269 877,794 752,928 630,683 637,462 454,75

МДС зубцов якоря на пару полюсов - Е [А] 11,231 17,09 70,204 23,653 29,255 26,011

МДС спинки якоря при двойной перегрузке - Еа [А] 46,768 29,281 23,672 18,645 18,321 13,568

МДС реакции якоря по продольной оси -Еа [кА] 3,345 2,23 1,858 1,487 1,487 1,115

Магнитный поток в воздушном зазоре - Ф8о [10"3 Вб] 6,879 4,586 3,095 2,476 1,72 1,29

Индукция в воздушном зазоре - В80 [Тл] 0,783 0,77 0,773 0,776 0,786 0,772

МДС в воздушном зазоре -Е 80 [А] 1159 799,543 686,205 574,871 582,23 410,44

Синхронное индуктивное сопротивление реакции якоря по продольной оси -Хаа [Ом] 1,721 1,656 1,609 1,538 1,524 1,614

Синхронное индуктивное сопротивление реакции якоря по поперечной оси -ХаЯ [Ом] 1,076 1,063 1,027 0,976 0,947 1,032

С учетом насыщения - Хадн [Ом] 1,163 1,158 1,171 1,071 1,042 1,156

Синхронное индуктивное сопротивление по продолной оси - Ха [Ом] 1,786 1,711 1,668 1,603 1,6 1,685

Синхронное индуктивное сопротивление по поперечной оси - Хц [Ом] 1,141 1,118 1,085 1,04 1,023 1,103

С учетом насыщения - Хн [Ом] 1,229 1,214 1,23 1,136 1,118 1,228

МДС реакции якоря по продолной оси - Еай [А] 2709 1798 1501 1198 1020 900,37

Продолная составляющая расчетной ЭДС -Еа [В] 100,96 99,423 99,793 102,28 104,621 102,40

Продолная МДС якоря, приведенная к полюсным башмакам - Еп<1 [кА] 3,743 2,516 2,16 1,733 1,753 1,292

Продолный поток в рабочем зазоре-Фа [10-3 Вб] 5,787 3,799 2,574 2,111 1,499 1,101

Поток дифференциального рассеяния индуктора при двойной перегрузке -Фзд [ 10"4 Вб] 6,023 3,77 2,327 1,917 1,341 1,022

Магнитный поток на выходе индуктора -Ф^ [ 10"3 Вб] 6,39 4,176 2,807 2,302 1,633 1,203

Магнитный поток в сердечнике полюса -Фт [10-3 Вб] 7,357 5,242 3,613 2,979 2,092 1,587

Магнитная индукция в сердечнике 1,685 1,698 1,702 1,706 1,706 1,709

полюса -Bm [Тл]

Напряженность поля - Нт [А/см] 101 101 105 110 110 110

МДС полюсов - Fm [А] 839 901,484 911,536 895,194 586,613 809,21

Магнитный поток в сердечнике полюса - Ф81 [10-4 Вб] 10,41 11,58 8,798 7,455 5,009 4,227

Магнитный поток в ярме индуктора -Фда [Ю"3Вб] 7,431 5,335 3,687 3,048 2,1340 1,626

Магнитная индукция в ярме - Bjm [Тл] 1,715 1,636 1,578 1,586 1,7 1,591

Напряженность поля в ярме - Hjm [A/см] 116 75 53,20 56,40 101 59,8

МДС ярма индуктора - Fjm [А] 718,14 287,59 158,14 128,72 219,8 94,782

МДС обмотки возбуждения - F„ [kA] 5,30 3,705 3,230 2,757 2,827 2,196

Расч ет обмотк! [ возбужде] 1ИЯ

Средняя длина витка обмотки возбу- 26,553 24,766 20,745 19,766 15,685 14,451

ждения - ¡вср [см]

Площадь поперечного сечения провода обмотки возбуждения - SB [мм2] 1,887 1,846 1,797 1,827 1,784 1,761

Плотность тока - jB [A/мм2] 1(

Ток в обмотке возбуждения - IB [А] 18,874 18,46 17,970 18,274 17,841 17,612

Число витков на полюсов - we 141 101 90 76 80 63

Максимальная мощность возбуждения - Рвм [ВА] 845,77 825,422 807,394 816,334 795,129 784,25

Опр еделение ма ссы активн ых материа юв генерат >ра

Масса меди обмотки якоря - Мта [кг] 3,147 2,574 2,428 2,184 2,386 2,064

Масса меди обмотки возбуждения -Мте [кг] 2,516 2,466 2,389 2,443 2,391 2,362

Масса меди демпферной клетки -Мту [кг] 0,673 0,536 0,493 0,442 0,449 0,388

Масса зубцов якоря - Mz [кг] 4,306 3,356 3,005 3,005 2,484 2,583

Масса ярма якоря - Mja [кг] 14,036 8,607 6,254 4,947 4,069 3,001

Масса полюсов - Мп [кг] 7,345 7,940 6,982 6,554 5,345 5,045

Масса ярма индуктора -Mjm [кг] 3,426 2,614 2,578 2,325 2,195 1,871

Масса стали - Мст [кг] 29,114 22,516 18,819 16,831 14,093 12,499

Масса меди - Мм [кг] 6,336 6,186 5,921 5,07 5,809 5,38

Масса активных материалов - Ма [кг] 35,45 28,702 24,731 21,901 19,902 17,879

Масса втулки - Мвт [кг] - - - 0,489 1,115 1,35

Суммарная масса активных материалов ЭМ - [кг] 35,45 28,702 24,731 22,39 21,017 19,229

Потери в меди обмотки якоря: Рма [Вт] 1751 1417 1334 1251 1251 1167

Потери в демпферной клетке: Ру [Вт] 48 48 48 48 48 48

Потери в меди обмотки возбуждения: Рм.в [Вт] 845,77 825,422 807,394 816,334 795,129 784,25

Потери в стали зубцов: Pz [Вт] 64,59 77,188 90 120 116,748 180,81

Потери в ярме якоря: Pja [Вт] 210,54 197,961 187,62 197,88 191,243 210,07

Поверхностные потери Рпов [Вт] 127,61 113,83 115,414 112,486 124,173 99,336

Потери на трение в подшипниках и о воздух Рмех [Вт] 2400 2400 2400 2400 2400 2400

Суммарные потери основного генератора YP [Вт] 5447 5080 4982 4945 4926 4890

КПД генератора п 0,898 0,904 0,906 0,907 0,907 0,908

Алгоритм определения массы дросселя постоянного тока

(при Ь=1,5мГн, /0 =16,7А)

Поставленная задача решается на основе известной методики расчета сглаживающих дросселей на заданное превышение температуры [1-21]. Исходными данными являются значения индуктивности - Ь и тока подмагничивания - /0, которые в данном случае равны: Ь=1,5мГн, /0 =16,7А. Расчет одновременно проведен для 2-х типов магнитного материала: 1) электротехническая сталь 3422 (Э350) с толщиной ленты Дсш=0,08мм, коэффициент заполнения сталью - кст=0,87, с плотностью (удельный вез стали) ,^ст=7,65 г/см3 и 2) на-нокресталический сплав ГМ42ДС с Дст1=0,025мм, кст}=0,7, £-ст1=5200 кг/ м3 [4-14].

Алгоритм расчета следующий:

П. 1.1. При заданных значениях параметров Ь и /0 определяются: значение Ь/02 : Ь/02 = 1,5 • 10-3 • 16,72 = 0,418 [ГнА2]

и значение энергия дросселя: ЖЬ = Ь/02 /2 = 0,209 дж .

П.1.2. Используя известную из [9] зависимость активного объема стали Кст.акт =/ (Ь/0), находят его значение: Уст акт = 102,8 [см3].

П.1.3. Из табл. П2-1 в [1-21] предварительно выбирается типоразмер магнитопровод ШЛ20*40 с близким значением ¥ст.акт =Гст.табл'кст=137 0,87=119см3 для 3422(Э350), а Уст.акт = ^т.табл'кст=137^0,7=95,9см3 для ГМ42ДС.

П.1.4. Вводится вспомогательная величина М, представляющая собой удельную электромагнитную нагрузку сердечника, т.е. величину электромагнитной энергии на единицу объема стали:

Ь/0, 0,418

М = -Ь/^ = = 3,513 • 10-3 [Гн • А2/ см3 ]

V 119

ст. акт

М1 = = 0418 = 4,362• 10-3 [Гн• А2/см3].

V 95,9 1 J

ст. акт

П.1.5. По найденной величине М, пользуясь рекомендуемым графиком, определяют относительную величину эффективной магнитной проницаемости - Цэфф и относитель-

13 %.

Аэфф = 111,5 -10-8 [Гн/см], (!Эфф1 = 98,51 -10-8 [Гн/см], 13 % = 0,78% ¡'3 % = 1,026%.

П.1.6. Согласно найденному типоразмеру магнитопровода выбирают рекомендуемую плотность тока в обмотке дросселя: ] =3,2 [А/мм2].

П.1.7. Используя найденные значения величин, определяют базовый линейный размер магнитопровода дросселя:

ную длину оптимального воздушного зазора 3

-8

а = 5

К

2 • кг Ь[Гн] • /2[А2]

(т • п )2 • I 1,26 • Мэфф [Гн / см] • (у[А / см2] • кок )2 • ка

V

2 •4'5 1.5-10-3-1.672 = 1,91 + 2,194

(2,5 • 1)2 • (2 -1) 1,26 • 98,51 • 10-8 • (3,2 • 102 • 0,3)2 • 0,87

a = 5

2 • 4,5

1,5 • 10_3 • 1,672

(2,5 • 1)2 • (2 1) 1,26 • 98,51 • 10~8 • (3,2 • 102 • 0,3)2 • 0,7

= 2,05 2,35

где: т, п, I - оптимальные геометрические соотношения дросселя однозначно задаются

отношениями высоты окна - к, ширины окна - С и ширины ленты - Ь к ширине среднего

к 5 Ь 2 ^ 4 С 2

керна - а магнитопровода: т = — = — = 2,5; / = — =-= 1 ^2; п = — = — = 1. Коэффи-

а 2 а 2 а 2

циент кг для броневого типа магнитопровода равен:

, ! , 10 4

к = 1 + т + п = 1 + — + — = 4,5

г 4 4

П.1.8. Окончательно уточняется типоразмер магнитопровода, путем подбора по таблице типовых магнитопроводов, наиболее близких к найденным значениям Кст.акт. и а. Им соответствует типоразмер ШЛ20*40, у которого а=2см, 8оК=к хс=5*2=10см2, /сш=17,1см, ^ст.акт ^ст.табл' ксш" =8-0,87=6,96см , Уст .акт ^ст.табл' кст' 1ст =8 0,8717,1=119см для 3422 (Э350), .акт ^ст.табл'кст1 8-0,7=5,6см2, Уст .акт1 ^ст.табл'кст1" /ст=80,717,1=95,9см для ГМ42ДС.

П.1.9. Определим массу стали магнитопровода Gcm:

Gcm [кг] = УсЖакт [см3 ] • gcm [г/см3 ] • 103 =

= 119 • 7,65 • 10_3 = 0,91кг. Gсml [кг] = V'cm.aKm [см3 ] • gcm! [^/м3 ] • 106 = = 95,9 • 5200 • 10"6 = 0,499кг.

(для 3422(Э350)) (для ГМ42ДС)

П.1.10. Далее определяется суммарный немагнитный зазор в магнитопроводе и толщина немагнитной прокладки:

L% • = 078 • 17,1 = 0,133 [см]. 100 100

■5% • l_ = 1,026 • 17,1 = 0,175 [см].

з.опт\ 1 00 " cm

100

д з = ^^ = 0,067 [см]. (для 3422(Э350)) l'

дз = = 0,088 [см]. (для ГМ42ДС)

П.1.11. Число витков обмотки дросселя:

А

w =

L[Гн] • lcm [м

1

1,26 • Мэфф [ГН / см] • Scrn.aKm [см ]

= 52

1,5 • 10"3 • 17,1

1,26 • 98,51 • 10~8 • 6,96

w =.

1,5 • 10 3 • 17,1

V 1,26 • 98,51 • 10~8 • 5,6

= 61.

(для 3422(Э350)) (для ГМ42ДС)

(для 3422(Э350))

(для ГМ42ДС)

з.опт

П.1.12. Сечение провода при известных параметрах и у

^^ = 1/0 =167 = 5,277 [мм2]. * 7 3,2

Согласно [1-21] наиболее близкое сечение равно: 5»=5,433мм2 (с /^из=2,63мм/2,99мм). П.2.13. Уточним значение плотности тока:

1 А

• 16,67 = 3,07 [А/мм2].

7 5,433 П.2.14. Уточним значение кок :

кок = ^ = = 0,283

И • с

5 • 2

кок = = 5,43^0:1^1 = 0,331

И • с

5 • 2

(для 3422(Э350)) (для ГМ42ДС)

П.1.15. Число витков в одном слое —с и число слоев N каждой обмотки:

И - 2^ Ак 50 - 24,5

— =-=-= 15,

2,99

где, ку1 - коэффициент укладки провода в осевом направлении, определяемый в зависимости от диаметра провода ёиз по рекомендуемой кривой. П.1.16. Число слоев в обмотке:

N = — = — « 4 . (для 3422(Э350)) *с 15

N = —1 = 61« 4 (для ГМ42ДС) — 15

П.1.17. Средняя длина витка обмотки для обоих вариантов равна:

, [см].

1 ср. в

N •ё •А 2(а + Ь + 2 • Ак) + 2п • (-^-из-)

2

где, Ак - толщина каркаса ( Ак=1,5мм), Аиз - толщина междуслоевой изоляции.

= 12,7 [см].

¡ ср . в =

4 • 0 299 • 0 024 2(2 + 4 + 2 •0,15) + 2^ (^З299^024)

2

П.1.18. Масса обмотки:

ОМ = ¡ср[м]• — М[г]40~3 = 0,127• 52• 48,3• 10 3 = 0,319[кг] Ом 1 = ¡р [м] • — • Им [г] • 10 3 = 0,127 • 61 • 48,3 • 10-3 = 0,374 [кг],

где, Им = 48,3 г/м - масса 1 м провода (по табл. П1-1 в [1-21]).

П.1.19. Суммарная масса активных материалов дросселя (с энергией Жь= 0,209дж): Одр = Ост + Ом = 0,91 + 0,319 = 1,229 [кг ]

Одр = Ост1 + Ом 1 = 0,499 + 0,374 = 0,873 [кг]. П.1.20. Для трех дросселей (с энергией Жъ= 3 0,209=0,627дж) масса равна: ОДр = 3 • Ор = 3 • 1,229 = 3,687 [кг].

ОДр = 3 • О = 3 • 0,873 = 2,619 [кг]

П.1.21. Следует заметить, что более оперативно (но с меньшей точностью) оценить массу активных материалов дросселей (без выполнения конструктивного расчета) можно было также, используя ранее полученную нами зависимости Одр=/(ЖЬ) по модели (4-31).

Оь = -0,5002- Ж? + 6,6958- Жь - 0,0128

При этом получены следующие расхождения:

- для энергии 0,209дж, Одр =1,37кг - расхождение +11% для 3422(Э350), +36% для ГМ42ДС;

- для энергии Жъ= 0,627дж, Одр =3,99кг - расхождение +7,6% для 3422(Э350), +34% для ГМ42ДС.

Вывод: зависимости Одр=/(Жь) целесообразно использовать при оперативной оценке массы активных материалов сглаживающих дросселей. Они дают достаточно адекватное представление о соотношении результатов теоретического исследования и практической реализации. Пониженная точность расчетов при использования новых материалов типа ГМ42ДС свидетельствует о том, что в этом случае методика расчета должна быть уточнена.

Алгоритм определения массы трехфазного трансфильтра ТТФ

П.2.1. В качестве примера решим поставленную задачу для трансфильтра в составе ИРН-3 по рис. 6-1 д. Зная форму и амплитуду напряжения на обмотке ТТФ - иттф(т) , которая может быть получена на основе ИКМ или аналитическим путем (по временной диаграмме - рис. П7-1), определяется действующее значение основной гармоники этого напряжения Цттф(1):

3 3 2

ТТ ТТТФт "Т" Еп 2

и =и ТТФ(1)т _ Л_ _ Л 3 _ 2 Е

иТТФ(1) л/2 л/2 72 Л-42 'Е

0.6KV 0V

-0.6KV

Л 1 J-r-^

иТТФт = 2/3Еп Ь/3Еп

Рис. П7-1. Напряжение на обмотке ТТФ при угле регулирования а=п (наиболее тяжёлый расчетный режим работы ИРН-3 по рис. 6-1д).

П.2.2. Однообмоточный трехфазный трансфильтр (ТТФ) преобразуем в двухобмо-точный трехфазный трансформатор путем разбиения его фазной обмотки на две равные части, при этом расчетное напряжение одной фазы ТТФ необходимо уменьшить в 2 раза.

П.2.3. Ток через обмотку ТТФ должен в 3 раза меньше, чем тока нагрузки Id0:

I P

I где I _ídL

ТТФ(ср) о ' Д ' do ^ ■

3 Еп

П.2.4. Используя информацию в П.2.1, П.2.2 и П.2.3, получаем габаритную мощность 3ТФ в долях от выходной мощности Pdo :

— ■ Е

S _ 3 иттФ(1) J _ 3 Ж ■ V2 п Pdо _ Pdо _ П995 P

¿ТТФ~3' 0 ' АТТФ (ср) ~ J ' 0 ^ _ ГТ _ о-

2 2 3 ■ Еп ЖЫ 2

В данном случае Р<да=30кВт, а значение параметра Sr(mmW при этом равно:

Sr(ТТФ) _ 0,225 ■ Pd _ 0,225 ■ 30кВт _ 6750ВА.

П.2.5. С учетом ожидаемых потерь в стали и в меди (например, при значении рабочей частоты ^вч=10кГц), предварительно зададимся следующими значениями расчетных параметров: индукция - Вт =0,3Тл, плотность тока -7=3 А/мм2, коэффициент окна медью в магнитопроводе - кок =0,3.

П.2.6. Зная габаритную мощность по П2.4, исходные данные по П.2.5 и используя известную [1-21] ниже приведенную формулу, выбираем типоразмер магнитопровода:

х х =_13 • х Г [ва] • 102_[см 4 ] •

ст' оК 2• Кф• Вт[Тл]• /вЧ[Гц17[А/мм2].кст-кок [СМ 1

1 /о /"ПГА 1 л2

8ст • 8оК =-1 3 -= 43,147 см4 (для 3422(Э350));

2 • 1,11 • 0,3 • 10 • 103 • 3 • 0,87 • 0,3

8ст • 8оК =-13 •6750 ;102-= 53,625 см4 (для ГМ42ДС).

2 • 1,11 • 0,3 • 10 • 103 • 3 • 0,7 • 0,3

П.2.7. Из табл. П2-9 в [1-21] для обоих вариантов предварительно выбираем магни-топровод ТЛ20*32-40, у которого 8ст-8оК =51,2см (значение, близкое к полученному из П.2.6), сечение стали - £ст=а*Ь=6,4см2 и следующие значения параметров: а=2см, Ь=3,2см, с=4см, И=4см, средняя длина стали магнитопровода - ¡ст =28см.

П.2.8. С учетом полученной в П.2.6. информации уточняем значение индукции:

1 /о /"ПГА 1 А2

Вт =-'—-^-= 0,253Тл. (для 3422(Э350))

т 2• 1,11 • 51,2• 10^ 103 ^^0,87^0,3

2

Вт =-'—-1-= 0,314Тл. (для ГМ42ДС)

т 2•1,11•51,2•10•103 •3•0,7•0,3

П.2.9. Определим активный объем магнитопровода Гст.акт:

Vcm.акт = ^ • кт • ¡ст = 6,4 • 0,87 • 28 = 155,9см3. (для 3422(Э350))

v:m.акт = ^ • кстХ • ¡ст = 6,4 • 0,7 • 28 = 125,44см3. (для ГМ42ДС)

П.2.10. Определяем массу стали:

Ост [кг ] = VcmMкт [см3 ] • Ист [г/см3 ]• Ю^ =

= 155,9 • 7,65 •Ю-3 = 1,193кг.

'м3"

(для 3422(Э350))

0ст [кг] = С.акт [см3] • • ^ = (для ГМ42ДС)

= 125,44 • 5200 • 10-6 = 0,652кг.

П.2.11. Зная напряжение в обмотке 3ТФ, определяем число ее витков:

(иттф (1) /2) • 104

—! = —2 =

4 44• / •В • X •к

' ■)вч т ст ст (для 3422(Э350))

135•104

= 22.

4,44 • 10 • 103 • 0,253 • 6,4 • 0,87

135 104

—, = — 2 =-—-= 18. (для ГМ42ДС)

1 2 4,44 • 10 • 103 • 0,314 • 6,4 • 0,7

где иттф(1) =-= • Еп =-г • 600 = 270В при Еп =600В.

л • л/2 л • л/2

П.2.12. Зная ток через обмотку ТТФ и задавая значение плотности тока у, определяем сечение провода:

^ = /ттф = 16,67 = 555?мм2. 7 3

П.2.13. Выбираем по П1-1 в [1-21] близкое значение £те=5,433мм2 (с номинальным диаметром ёном=2,63, с наибольшим наружным диаметром duз=2,99мм, масса 1м провода #„=48,3г/м).

П.2.14. Уточняемм значение плотности тока:

1 А

7 =16,67 = 3,07 [А/мм2]. 5,433

П.2.15. Уточняем значение кок :

к = _ Sw^WЕ

ок - '

5,433 • 10 • 44

ок

И•(с/2) 4•(4/2)

5,433 • 10-2 • 36 кок =~-= 0,244

= 0,299 (для 3422(Э350))

(для ГМ42ДС)

4 • (4 / 2)

П.2.16. Находим число витков в одном слое wc и число слоев N каждой обмотки:

И - 2-Лк 40 - 2-1,5

wc =

аиз 2,99

где, Лк - толщина каркаса ( Лк=1,5мм),

П.2.17. Определяем число слоев обмоток:

= 12,

N = WЕ = wl + w2 = 44 = 4 12 '

w„

w„

(для 3422(Э350))

N = 36 = 3 12

(для ГМ42ДС)

П.2.18. Определяем среднюю длину витка обмотки по формуле:

I =

ср.в

N•d •Л 2(а + Ь + 2 • Лк) + 2^ • (-^-^)

2

4 • 0 299 • 0 024 2(2 + 4 + 2 •0,15) + 2^ (4 0,299 0,°24)

2

= (для 3422(Э350))

= 11,9см = 0,119 м.

I =

ср.в

л ~ ^^ ~ >0,299 •0,024/ 2(2 + 4 + 2 • 0,15) + 2ж • (-----)

2

(для ГМ42ДС)

= 11,7см = 0,117 м.

где, Лиз - толщина междуслоевой изоляции.

П.2.19. Определяем массу обмотки по формуле:

(для 3422(Э350));

Ои = 1ср [ м]- W•gм [ г]^0 - =

= 0,119 • 44 • 48,3 • 10-3 = 0,759кг Ои = 0,117 • 36 • 48,3 • 10 3 = 0,609кг (для ГМ42ДС).

П.2.20. Масса активных материалов 3ТФ равна:

Оттф=Осш+Ом =1,193+0,759=1,951кг. (для 3422(Э350))

Продолжение приложения П6-1

Оттф=Осш+Ом =0,652+0,609=1,261кг. (для ГМ42ДС)

Определение КПД ТТФ

Для электротехнической стали 3422 (Э350)

П.2.21. Удельные потери в стали имеет вид [10]:

Г г V,7 Г п Л2

р ст = 21,0 -10 -2

= 21,0 -10 - 2

/

V / у

10-103 1000

в

'" ' [ Вт / см *] =

в

V*' т У

,1,7

0,253

У V

* т

1

= 0,464 Вт / см

3

где _/=10кГц; Вт=0,253Тл; / =1000Гц, Вт =1Тл - базовые значения частоты и индукции. П.2.22. Потери в стали при частое 10кГц:

АР = р [Вт/см3]-V [см3] = 0,464-155,9 = 72,369Вт.

ст ± ст ь / J ст. акт Л > ' '

П.2.23. Потери в меди при температуре провода ¿пр=90°С :

АРМ = т - ]2 - ОМ = 2,52 - 3,072 - 0,459 = 18,00Вт. (где коэффициент т=2,52 выбирается по табл. 5-7 в [9] в зависимости от температуры провода, в данном случае ¿пр=90°С ). П.2.24. КПД трансфильтра:

-ЪщФ-=-6750-= 0,987.

^ (ттф) + АРст +АРМ 6750 + 72,369 +18

Для нанокристаллического сплава ГМ42ДС П.2.25. Удельные потери для сплава (ГМ42ДС - магнитопровод типа ШЛ) имеет

вид:

Рст = 0,095 - (/)1,7 - (Вт )2[Вт / м3] =

= 0,095 -(10-103)1,7 - (0,314)2 = 5,918- 104[Вт/м3]. П.2.26. Потери в стали:

АР = р [Вт/м3]-К [см3] -106 = 5,918-104-125,44-10-6 = 7,423Вт.

ст ст ст. акт

П.2.27. Потери в меди при температуре провода ¿пр=90°С : АРМ = т - ]2 - ОМ = 2,52 - 3,072 - 0,609 = 14,45Вт. (где коэффициент да=2,52 выбирается по табл. 5-7 в [9] в зависимости от температуры провода, в данном случае ¿пр=90°С ). П.2.28. КПД трансфильтра:

-ЪЩФ-=-6750-= 0,996.

^ (ТТФ) + АРст + АРм 6750 + 7,423 +14,45

2

Приложение П6-2

Разложение функции в ряд Фурье выходного напряжения для одноканального ИРН-1

Разложение в ряд Фурье основывается на предположении, что все имеющие практическое значение функции в интервале -п <х< п можно выразить в виде сходящихся тригонометрических рядов:

/(х) = а0 + ^ (ак • собкх + Ьк • бш кх)

к=1

(1)

где для диапазона от -п до п коэффициенты ряда Фурье рассчитываются по формулам:

1 Гж

= — •1 Ях)-^,

2ж ■3-ж

1 Гж

ак = — • I /(х) • соб кх • dx ж

1 рЖ

Ьк = — • I / (х) • бш kx•dx .

ТГ *-ж

а

(2)

(3)

(4)

В данном случае функция у=/(х) нечетная (Рис.п1).

а/2 ,

ЛЕп

а

х

-п п

Рис. п1. Выходное напряжение ИРН.

Ряд Фурье четной периодической функции /(х) с периодом 2п содержит только члены с косинусами (т.е. не содержит членов с синусами) и может включать постоянный член. Следовательно,

и.

/(х) = а0 + ^ (ак • собкх)

к=1

(5)

Коэффициент а0 (или иЛ0(а)- постоянная составляющая выходного напряжения канала).

a 0 U d 0(а)

1 Сж 1 Сж

--f (x) • dx =— f (x) • dx

2к к Jo

1 -r

к0

а л

к----1

2 E к ■ dx = E к---

кк

к

V

к

а N

к--

2

E, A 1 -

а 2к

Ek • (1 - а').

Далее по (4) определим коэффициент ак (или амплитуда гармоники с номером к):

ak = Ud (k) m

1 к

— I f (x) • cos kx • dx

к j~k

— • I 2 En • cos kx • dx = '-n-k Jo Kk

а

• sin kx\ K-i

lo

2E а 2E *

= —n sin k (k--) = —- sin kK(1 -а ).

Kk 2 Kk

Используя модели (5)^(7), а также ИКМ, получим:

2E

и.

(t) = EK • (1 - а*) + V—- sin kK(1 - а*) • coskat

k=1 Kk

где юТ - угловая тактовая частота переключения ключей ИРН-£.

(7)

(8)

Рис. П6-2. Осциллограммы выходного напряжения ИРН-1, полученные на основе вычисления модели (8) при Ь=1 для 3-х значений дискретной переменой к=5, к=10, к=50.

Рис. П7-1А. Результаты исследования однофазного полумостового инвертора напряжения (ПМИ) при С1=С2=1цР; скважность 5=2; Еп=540В; Кту=10; /т=30кГц; Яа=2,7Ом: а) ИК-модель ПМИ; осциллограммы, поясняющие рабочие процессы в двух режимах: б) - переходный (при пуске на интервале от 0 до 250^б); в) - установившийся (на интервале от 5ms до 5,25шб).

400У-

Напряжение на первичной обмотке трансформатора

0У

-400У

Ш

Напряжения на конденсаторах

550тА 0А -550тА

Токи через конденсаторы

0б

50иБ

100иБ

150иБ

200иБ

250иБ

б)

400У: 0У--400У

Напряжение на первичной обмотке трансформатора

Напряжения на конденсаторах

273У

266У

Токи через конденсаторы

550тА

0А

-550тА

5.00тБ

5.05тБ

5.10тБ

5.15тБ

5.20тБ

5.25тБ

в)

400У 0У^ -400У ^

Напряжение на первичной обмотке трансформатора

Напряжения на конденсаторах

273У

266У

550тА 0А

-550тА-

Токи через конденсаторы

0б

50иБ

100иБ

150иБ

200иБ

250иБ

а)

400У

Напряжение на первичной обмотке трансформатора

-400У

Напряжения на конденсаторах

273У

266У

0.55А

0А

Токи через конденсаторы

-0.55А

а

5.00тБ

5.05тБ

5.10тБ

5.15тБ

5.20тБ

5.25тБ

б)

Рис. П7-1В. Осциллограммы, поясняющие рабочие процессы в однофазном полумостовом инверторе напряжения (ПМИ) при С\фС2 (С1=1рР и С2=0,8рР); скважность s=2; £д=540В; К^10; /т=30кГц; Яа=2,7Ом в двух режимах: а) - переходный (при пуске на интервале от 0 до 250^); б) - установившийся (на интервале от 5ms до 5,25дав).

На основе осциллограмм на рис. П7-1В, полученных с помощью ИКМ для режима неравенства емкостей делителя напряжения, можно отметить следующую особенность: 1) при равенстве напряжений на конденсаторах протекающие через них токи не одинаковы; 2) при этом вольт-секундные площади полуволн напряжения на выходе ПМИ равны, т.е. постоянная составляющая напряжения отсутствует.

■

—

Рис. П7-1С. ИК-модель ПМИ с выходным ЬС фильтром.

Напряжения на конденсаторах

400У 0У: -400У

Напряжение на первичной обмотке трансформатора

В

а

а

и

з

и

А

3

а

В

13

а

а

а

30у Выходные напряжения до и после фильтра

-10У : 99.70тБ

99.75тБ

99.80тз

99.85тз

99.90тБ

99.95тБ

100.00тБ

300У

Спектрограмма напряжения на первичной обмотке трансформатора

200У

100У

1 1 ..1. 1 _ _ 1... ..1. _ _ -1—

0У

0И2 0.1МИ2 0.2МИ2 0.3МИ2 0.4МИ2 0.5МИ2 0.6МИ2 0.7МИ2 0.8МИ2 0.9МИ2 1.0М^ 1.1М^ 1.2М^

Рис. П7-Ш. Осциллограммы, поясняющие рабочие процессы в однофазном полумостовом инверторе напряжения (ПМИ) при С\фС2 (С1=1цР и С2=0,8ц^); скважность 5=2; Еп=540В; Кг^=10; /т=30кГц; Яа=2,7Ом; параметры выходного LC фильтра L=0,1мГн; С=5мкФ; ДЦа=3,5% в установившимся режиме на интервале от 99,7ms до 100тБ.

Исследование процессов в полумостовом инверторе (ПМИ) при питания

его выпрямленным напряжением

Ранее было проведено исследование ПМИ при питания его напряжением постоянного тока без пульсаций, т.е. от аккумуляторной батареи (АБ). Такой вариант имеет достаточно широкое применение на практике в системы резервного электропитания. В результате было установлено, что технологические разбросы в значениях емкостей конденсаторного делителя напряжения, а также в сопротивлениях транзисторов в открытом их состоянии не оказывают негативного воздействия на режим перемагничивания магнитопровода трансформатора. То есть эти факторы не приводит к нежелательному режиму его «замагничивания».

На практике также используется другой случай применения ПМИ, когда он получает электропитание от выпрямителя (рис. П7-1). При этом на этапе проектирования возникает уже другой вопрос: «Какое влияние будут оказывать пульсации выпрямленного напряжения на режим работы трансформатора?». Целю настоящего раздела является исследование этой проблемы. В чем ее суть? Дело в том, что выходное напряжение ПМИ - пщ (t) формируется в

результате взаимодействия спектра выпрямленного напряжения трехфазного мостового выпрямителя (ТМВ) - u'd (t) (в данном случае с частотой пульсаций 6/1) с модулирующим воздействием ПМИ (с частотой/вч=30кГц) - ЧЭМВ(t) и определяется следующем образом:

UWl(t) = u'd(t) -^ЭМВ(t), где: ¥ЭМВ (t) - сигнал, записанный в виде ряда Фурье (через алгоритмы переключения ключей ПМИ - ), T"2(t)) имеет следующий вид:

4 cos(2k -1)-^

%МВ (t) = ^i(t) - ^(t) = - - Ё-Vi—1— sin(2k -1) - С0в41,

ж k=i 2k -1

где a - угол регулирования напряжения ПМИ, т.е. длительность паузи между полуволнами его напряжения.

В результате взаимодействия сигналов uWi (t) и ¥ЭМВ (t) возникают гармоники комбинационных частот, среди которых при соответствующих значениях частот /1 и /вч теоретически могут возникать гармоники напряжения нулевой частоты. Если это так, то они могут приводить к «замагничиванию» трансформатора, что, естественно, не желательно. Таким образом, с учетом выше полученного модельного описания, задача исследования спектрального состава напряжения uWi (t) может решаться аналитическим путем. В данном

же случае мы пойдем более коротким путем, используя ИКМ.

Для проверки гипотетически возможного нежелательного режима «за-магничивания» трансформатора была сформирована ИК-модель, и на этой основе проведено исследование преобразователя (класса AC/DC), представ-

ленного на рис. П7-2А.

Рис. П7-2А. ИК-модель преобразователя напряжения (класса AC/DC) на базе ПМИ (при питании от выпрямителя).

Особенностью ИК-модели является, то, что функционально она по возможности максимально приближена к практическому случаю, когда для стабилизации выходного напряжения используется контур отрицательной обратной связи (КООС). Функция регулирования напряжения ПМИ реализуется автоматически широтным способом путем введения выше упомянутой регулируемой паузи а. С целью обеспечения необходимого запаса по регулированию в эксперименте этот угол в номинальном режиме принят равным а=жИ. Целю исследования является:

1) определение спектрального состава напряжения на первичной обмотке трансформатора ПМИ;

2) подтверждение возможности уменьшения массы выходного фильтра ПМИ путем ослабления уровня низкочастотных пульсаций выпрямленного напряжения (с частотой 6/i) посредством введения КООС.

Результаты исследования представлены на рис. П7-2В ^ рис. П7-2С .

На основе их анализа можно сделать следующие выводы:

1) представленные на рис П7-2В осциллограммы свидетельствуют о том, что КООС воспринимает низкочастотные пульсации в напряжении u'd (t) как возмущающее воздействие и ослабляет их. При этом обеспечивается значительное их уменьшение - с исходного уровня AU'd =5,7%- U'do до

AUd=1,3%-Udo, т.е. до уменьшенного в 4 раза. При реализации КООС приняты следующие значения параметров: коэффициент усиления усилителя К=10, максимальное значение пилообразного сигнала иГПт=20В.

2) Результаты исследования спектрального состава напряжения на первичной обмотке трансформатора, представленные на рис. П7-2С, свидетельствуют о том, что при принятых параметрах в КООС и значениях частот

/1=50Гц и /зЧ=30кГц постоянная составляющая напряжения в нем отсутствует. Ближайшей низкочастотной гармоникой является гармоника комбинационной частоты 375Гц с относительным значением ее амплитуды 3,3%. Анализ показывает, что трансформатор должен рассчитываться именно на эту гармонику. Это заметно ухудшает эффективность использования ПВЧП. Проведенные на кафедре ЭКАО и ЭТ исследования показали, что имеется возможность исключения этого недостатка. Однако, изложение существа выходит за рамки настоящей работы.

3) Синтезированная ИК-модель ПН была создана для получения ответа лишь на два вопроса. Поэтому из-за неполноты проведенных исследований она не может быть рекомендована в качестве основы для практической реализации. В этом случае потребуются более глубокие исследования в части как определения наиболее рациональной структуры КООС, так и определения оптимальных значений параметров ее звеньев.

600V7 100V-

400V-

200V-

75V

50V

25V

а)

0 V J 0V

Ud (t) \Ud (t)

Udo UdO

50ms

600V 400V 200V

б) 0V

80V 60V 40V 20V

Ud (t)

Ud (t)

0V

55ms

60ms

65ms

70ms

75ms 77ms

U'do

/

. U'd(\)m 5,7%- U'do

у/

,Udo

Ud(1)m 1,2S/o-Ud0

/

1/

0Hz 0.2KHz 0.4KHz 0.6KHz 0.8KHz 1.0KHz

Рис. П7-2В. Осциллограммы и спектрограммы выпрямленного напряжения трехфазного мостового выпрямителя (ТМВ) - u'd (t) и выходного напряжения преобразователя напряжения (ПН) - ud (t) с низкочастотными пульсациями (с частотой 6/1), ослабленными за счет высокочастотного регулирования. Пунктирными линиями показаны постоянные составляющие напряжений.

300У

200У

100У

и^иш

1 1 1 1 , 1

0У

10У

0И2 50кие 100КН2 150кие 200кне 250кне 300кне 350кне 400кне 450кне500кне

а)

Uwl (1)т= =8,9 В (3 75Г ц)

5У

0У

0Н2 0.5КН2 1.0К^ 1.5К^ 2.0кне 2.5кне 3.0КН2 3.5кне 4.0кне 4.5кне 5.0кне

б)

Рис. П7-2С. Спектрограммы выходного напряжения ПМИ: а) - для диапазона частот 0Гц^500кГц, б) - для диапазона частот 0Гц^5кГц.

451

Список литературы диссертационного исследования доктор наук Хлаинг Мин У, 2017 год

Литература

Глава 1

1-1. Сидоров Г.А. Хронолого-эзотерический анализ развития современной цивилизации. Научно-популярное издание. Книга 1. - М.: «Академия управления», 2009. - 280 с.

1-2. Мыцык Г.С. Основы теории структурно-алгоритмического синтеза источников вторичного электропитания. - М.: МЭИ, 1989. - 109с.

1-3. Пью Мьинт Тхейн. Создание информационно-методического обеспечения для системного проектирования статических преобразователей частоты в составе машинно-электронных генерирующих систем для малой энергетики и автономных объектов. Автореферат дис. на соиск. уч. ст. к.т.н. - М.: НИУ «МЭИ», 2013. - 20 с.

1-4. Горякин Д.В. Исследование новых возможностей совершенствования машинно-электронных генерирующих систем для малой энергетики и автономных объектов. Автореферат на соиск. уч. степ. к.т.н. - М.: НИУ «МЭИ», 2013. - 20 с.

1-5. Рожнов Н.М., Русаков А.М., Сугробов А.М.. Тыричев П.А. Вентильные генераторы автономных систем электроснабжения / Под ред. П.А.Тыричева. - М.: Изд.-щ МЭИ, 1996. - 280 с.

1-6. Горякин Д.В., Мыцык Г.С. Исследование режимов работы трехфазной мостовой инверторной схемы. Электричество, 2012, №5. - С.23^31.

1-7. Горякин Д.В. Исследование новых возможностей совершенствования машинно-электронных генерирующих систем для малой энергетики и автономных объектов. Автореферат на соиск. уч. степ. к.т.н. - М.: НИУ «МЭИ», 2013. - 20 с.

1-8. Патент РФ на изобретение № 2280311. Трехфазное трансформатор-новыпрямительное устройство с двухканальным преобразованием (варианты) // Авторы: Коняхин С.Ф., Михеев В.В., Мыцык Г.С., Цишевский В.А. Опубл. 20.07. 2006 Бюл. №20.

1-9. Патент РФ на изобретение № 2290741. Устройство для выпрямле-

ния трехфазного напряжения с трехканальным преобразованием энергетического потока (варианты) // Авторы: Коняхин С.Ф., Михеев В.В., Мыцык Г.С., Цишевский В.А. Опубл. 27.12. 2006, Бюл. №38.

1-10. Патент РФ на изобретение № 2282298. Устройство для выпрямления трехфазного напряжения с четырехканальным преобразованием энергетического потока // Авторы: Коняхин С.Ф., Михеев В.В., Мыцык Г.С., Цишевский В.А. Опубл. 20.08. 2006, Бюл. №23.

1-11. Сопов В.И., Шуров Н.И. Системы электроснабжения электрического транспорта на постоянном токе: учебник - Новосибирск: Изд-во НГТУ, 2013. - 728с. (Серия «Учебники НГТУ».

1-12. Crane Aerospace and Electronics. / Transformer Rectifier Unit. http ://www.craneae. com/Products/Power/TransformerRectifierUnit.aspx

1-13. Грузков С. А. Электрооборудование летательных аппаратов: учебник для вузов. В двух томах / под редакцией. Том 1. Системы электроснабжения летательных аппаратов. -М.: Издательство МЭИ, 2005.-568 с.

1-14. Воронович С., Каргопольцев В., Кутахов В. "Полностью электрический самолет". Современное состояние и перспективы разви-тия.//Авиапанорама. - 2009.-Март-Апрель. - С. 14-17.

1-15. Auto-ransformer rectifier units (ATRU). CRANE Aerospace и lectron-ics», «Excelitas».

http://www.craneae. com/Products/Power/AutoTransformerRectifierUnit.aspx

1-16. Вотчицев Г.М., Иньков Ю.М. Многофазные преобразователи частоты с естественной коммутацией тока / Труды ВЭИ, выпуск 75: Силовые полупроводниковые устройства. - М.: Энергия, 1967. - С.104^117.

1-17. Патент США №5 455 759, опубл. 03.10.1995г., МКИ6 : НО2М 7/00, НО2М 7/06. Symmetrical, phase-shifting, fork transformer.

1-18. Huiyu Zhu. New Multi-Pulse Diode Rectifier Average Models for AC and DC Power Systems Studies. Doctor of Philosophy in Elektrical Engineering: Blacksburg, Virginia, 13.12.2005.

1-19. Коняхин С.Ф., Михеев В.В., Мыцык Г.С. Aвтотрансформаторно-

выпрямительное устройство с пульсностью выпрямленного напряжения 18 (АТВУ-18). Электричество №1, 2013. - С48-56.

1-20. Патент на полезную модель Яи № 122 213 Ш, МПК НО2 М7/00. Автотрансформаторно-выпрямительное устройства // Авторы: Мыцык Г.С., Пью Мьинт Тхейн. Опубл. 20.11. 2012, Бюл. №32.

1-21. Белопольский И.И. Расчет трансформаторов и дросселей малой мощности. - 2-е изд. перераб. и доп. / И.И. Белопольский Е.И., Каретникова, Л.Г.Пикалова. - М.: Энергия, 1973. - 400 с.

1-22. Довбыш В. Д. Многофазный импульсный стабилизатор напряжения. Авт. Свидетельство № 327462. - БИ, 1972, №5.

1-23. Шуваев Ю.Н. Виленкин А.Г. Многофазный импульсный стабилизатор // Электронная техника в автоматике, выпуск 9: «Советское радио» М. - БИ, 1977, №232. - С.70-83.

1-24. Юрченко А. И., Головацкий В.А., Брагин В.П. Многофазный импульсный стабилизатор постоянного напряжения// Электронная техника в автоматике, выпуск 10: «Советское радио» М. - БИ, 1978, №488. -С.107-113.

1-25. Нехамин С.М. Создание и внедрение энергоэффективных дуговых и шлаковых электропечных комплексов с использованием постоянного тока и тока пониженной частоты. Автореферат дис. на соиск. уч. ст. д.т.н. - М.: НИУ «МЭИ», 2015. - 40 с.

1-26. Хлаинг Мин У, Ян Найнг Мьинт, Маслов С.И. О некоторых возможностях совершенствования электрических машин для автономных систем электроснабжения/ Радиоэлектроника, электротехника и энергетика / Девятнадцатая международная научно-техническая конференция студентов и аспирантов 28 февраля -1 марта 2013г., Москва./ Тезисы докладов. Том 2. - М.: Издательский дом МЭИ, 2013. - С.203.

1-27. Петровский В.И., Седельников Ю.Е. Электромагнитная совместимость радиоэлектронных средств: Учебн. Пособие для вузов. - М.: Радио и связь, 1986. - 216 с.

1-28. Литовченко В.В. Определение энергетических показателей электроподвижного состава переменного тка с 4q-S преобразователем. Электротехника, 1993, №5. - С.23-31.

1-29. Ефимов А.А., Шрейнер Р.Т. Активные преобразователи в регулируемых электроприводах переменного тока / Под общей ред. Р.Т.Шрейнера. Новоуральск: Изд.-во НГТИ, 2001. - 250 с.

1-30. Мыцык Г.С. Методология структурно-алгоритмического синтеза и анализа малоискажающих устройств силовой электроники для электротехнических комплексов автономных объектов. Дис.-я на соиск. уч.ст. д.т.н. -М.: МЭИ(ТУ), 2001. - 524 с.

1-31. Горякин Д.В., Мыцык Г.С. Трехфазная мостовая инверторная схема в режиме компенсатора реактивной мощности. Практическая силовая электроника, 2012г., №45. - С.13^17.

1-32. Мыцык Г.С., Хлаинг Мин У. Имитационное компьютерное моделирование как средство проектирования и решения изобретательских задач // Международная ежегодная конференция «Инфорино-2014».

1-33. Кьо Зо Лиин. Исследование возможностей улучшения показателей качества автономной системы генерирования напряжения стабильной частоты на базе синхронизированного асинхронного генератора. Автореферат дис. на соиск. уч. ст. к.т.н. - М.: НИУ «МЭИ», 2012. - 20 с.

1-34. Копылов И. П., Фрумин В. Л. Электромеханическое преобразование энергии в вентильных двигателях. - М.: Энергоатомиздат, 1986. - 168 с.: ил.

1-35. Плахтына Е. Г. Математическое моделирование электромашинно-вентильных систем. - Львов: Вища шк. Изд-во при Львов. Ун-те, 1986. - с.

1-36. Галиновский А.М.. Исследование электромашинно-вентильных преобразователей бесконтактных синхронных и асинхронизированных машин в системе схемотехнического моделирования. ISSN 2074-272X. Електро-техшка i Електромехашка. 2013, №5. - С23^29.

455 Глава 2

2-1. Размадзе Ш.М. Выпрямление трехфазного тока. - Тбилиси: «Цод-на», 1963. - 320с.

2-2. Размадзе Ш.М. Преобразовательные схемы и системы -М.: «Высшая школа», 1967. -522с.

2-3. Константинов В.Г. Многофазные преобразователи на транзисторах. - M.: «Энергия», 1972. - 96с.

2-4. Мыцык Г.С., Михеев В.В. Многоканальное преобразование - эффективная концепция синтеза малоискажающих устройств силовой электроники / «К 60-летию кафедры ЭКАО» - Электротехнические комплексы автономных объектов / Сб.-к статей. - М.: Изд.-о МЭИ, 2001. - С.58-73.

2-5. Мыцык Г.С., Берилов А.В., Михеев В.В. Поисковое проектирование устройств силовой электроники (трансформаторно-полупроводниковые устройства): учебное пособие //- М.: Издательский дом МЭИ, 2010. - 284с.

2-6. Хлаинг Мин У, Мыцык Г.С. Об эффективности использования трансфильтров и сглаживающих дросселей в структурах преобразователей с многоканальным преобразованием. - Электричество, 2015, №7. - С.37^44.

2-7. International Rectifier HFA25TB60: www.irf.com.

2-8 Каганов И.Л. Электронные и ионные преобразователи тока. - М.: ОНТИ НКТП, 1937. - 479 с.

2-9. Каганов И.Л. Промышленная электроника. (Общий курс). - М.-Л.: Госэнергоиздат, 1961. - 559 с.

2-10. Чиженко И.М. Руденко В.С., Сенько В.И. Основы преобразовательной техники. К.: Высшая школа, 1980. — 431 с.

2-11. Забродин Ю.С. Промышленная электроника. - М.: Высшая школа, 1980. - 496 с.

2-12. Мыцык Г.С. Улучшение электромагнитной совместимости статических преобразователей повышенной мощности // Электричество. - 2000. -№8. - С.42-52.

2-13. Ф.И.Ковалева и Г.П.Мостковой. Полупроводниковые выпрямители

/ Под ред.. - М.: «Энергия», 1967. - 480 с.

Глава 3

3-1. Falcondes Jose Mendes de Seixas and Ivo Barbi: A new 12kW Three-phase 18-pulse high power factor AC-DC converter with regulated output voltage for rectifier units//Telecommunication energy conference, 1999 г, - с 8pp.

3-2. Gary L. Skibinski, Nick Guskov, Dong Zhou: Cost effective multi-pulse transformer solutions harmonic mitigation in AC drives // Technical application conference, 2003 г, USA - C.

3-3. Burgos, R.P. ; Zhu, H. ; Roshan, A. ; Lacaux, F. ; Wang, F. ; Boroyevich, D. Analysis of new 18-pulse direct symmetric autotransformer rectifiers with dual AC voltage feeding capability: Industrial Electronics Society, 2005. IECON 2005. 31st Annual Conference of IEEE, 06.11.2005.

3-4. Crane Aerospace and electronics. http ://www.craneae. com/Products/Power/AutoTransformerRectifierUnit.aspx

3-5. http://www.excelitas.com/Downloads/DTS ATRU.pdf

3-6. Патент на полезную модель RU № 122 213 U1, МПК НО2 М7/00. Автотрансформаторно-выпрямительное устройства // Авторы: Мыцык Г.С., Пью Мьинт Тхейн. Опубл. 20.11. 2012, Бюл. №32.

3-7. Мыцык Г. С., Хлаинг Мин У., Комлев И.В. О способе улучшения массогабаритных показателей автотрансформаторно-выпрямительных устройств. // Журнал «Электричество», 2013, №12. - С. 43 ^ 50.

Глава 4

4-1. Китаев В.Е. Проектирование источников электропитания устройств связи. Учебное пособие. М., «Связь», 1972.

4-2. Векслер Г.С. Расчет электропитающих устройств. - Киев : Техника, 1978. - 208 с.

4-3. Хлаинг Мин У. Исследование эффективности использования промежуточного высокочастотного преобразования при построении статических преобразователей и систем на их основе. Канд. дисс. на соиск. уч. ст. к.т.н. -М.: Моск. энерг. ин.-т, 2009. - 20 с.

4-4. Горский А.Н., Русин Ю.С., Иванов Н.Р., Сергеева Л.А. Расчет электромагнитных элементов источников вторичного электропитания. /. - М.: Радио и связь, 1988. - 179 с.

4-5. William Gerard Hurley, Eugene Gath, John Breslin. Optimizing the AC Resistance of Multilayer Transformer Windings With Arbitrary Current Waveforms. IEEE TRANSACTIONS ON POWER Electronics, vol.15, No.2, MARCH, 2000. - p.p.369-376.

4-6. Однофазные сетевые дроссели RDNDr компании ООО «Много-трансформаторов»: http://www.viele-transformatoren.ru/catalog/transformatory-michael-riedtl/odnofaznye-setevye-drosseli-rdndr.

4-7. Компания ООО «ТрансКонтакТ» и официальный дилер завода стальканат-силур «сталепроволочная продукция (канат, проволока, фибра)». http://www.transkontakt.ru/transformatory-i-drosseli/drosseli-odnofaznye-i-reaktory-trehfaznye

4-8. Тороидальные дроссели переменного тока ЗАО Тульского завода: http://www.tula-transformator.ru/trans d.html.

4-9. Сглаживающие дроссели типа ТТД1W. Каталог Тор Транс. http ://tortrans. com/catalo g/1047.html.

4-10. Мыцык Г.С., Михеев В.В. Многоканальное преобразование - эффективная концепция синтеза малоискажающих устройств силовой электроники / «К 60-летию кафедры ЭКАО - Электротехнические комплексы и сис-темы»/Сб. статей. - М.: Моск. энерг. ин -т. 2001. - С.58^73.

4-11. Михеев В.В., Мыцык Г.С., Зуева Е.В. Многофункциональные инверторы с многофазной широтно-импульсной модуляцией // Электричество. -1992. - №7. - С.23-31.

4-12. Патент РФ на полезную модель №81011, Н02К 21/12. Система генерирования постоянного тока/Авторы: Коняхин С.Ф., Мыцык Г.С. Опубл.: 27.02.2009 Бюл. №8.

4-13. Моин В.С. Стабилизированные транзисторные преобразователи. -М.: Энергоатомиздат. - 376 с.

4-14. Стародубцев Ю.Н., Белозеров В.Я. Магнитные свойства аморфных и нанокристаллических сплавов. - Екатеринбург: Изд.-о Уральского ун.-та, 2002. - 384 с.

4-15. Хлаинг Мин У, Мыцык Г.С. Об особенностях проектирования обмоток высокочастотных трансформаторов // Электротехнические комплексы автономных объектов. Сборник научных статей. Страницы истории кафедры. - М.: Издательский дом МЭИ, 2008. - С.52-64.

4-16. Рэй Ридли. Потери в обмотках вследствие эффекта близости // Современная электроника. 2005, №1. - С.60-64.

4-17. Хлаинг Мин У. Взаимосвязь массы дросселей индуктивности фильтров переменного и постоянного тока от их энергии Н-т/ журнал «Практическая силовая электроника», 2015г., № 57 - С.21-24.

Глава 5

5-1. Хуторецкий Г.М., Воронов Г.Г. Шестифазные турбогенераторы. Сборник «Электросила», 1969, №28.

5-2. Левин А.М., Лейкин Б.В., Мясникова Н.И., Родштейн Л.А. Вопросы проектирования электропривода с автономным источником энергии // Автоматизированный электропривод в народном хозяйстве. Труды V Всесоюзной конференции по автоматизированному электроприводу. Том 1. (Общие вопросы и средства управления). Под общ. ред. М.Г. Чиликина, И.И.Петрова, М.Н. Соколова. - М.: Энергия, 1971. - С. 194-197.

5-3. Полупроводниковые выпрямители. Под ред. Ф.И. Ковалева, и Г.П. Мостковой. - М.: Энергия, 1967. - 480 с.

5-4. Мыцык Г.С., Кьо Зо Лин. Анализ структур вентильных генераторов. -М.: Издательский дом МЭИ, Вестник МЭИ, 2010, №5. - с.85-96.

5-5. Хлаинг Мин У, Ян Найнг Мьинт, Маслов С.И. О некоторых возможностях совершенствования электрических машин для автономных систем электроснабжения/ Радиоэлектроника, электротехника и энергетика / Девятнадцатая международная научно-техническая конференция студентов и аспирантов 28 февраля -1 марта 2013г., Москва./ Тезисы докладов. Том 2. - М.:

Издательский дом МЭИ, 2013. - С.203.

5-6. Маслов С.И., Мыцык Г.С., Хлаинг Мин У, Ян Найнг Мьинт. О влиянии топологии и числа фаз якорной обмотки на показатели качества вентильного генератора. Электричество, 2014, №2. - С. 32^40.

5-7. Маслов С.И., Мыцык Г.С., Хлаинг Мин У, Ян Наинг Мьинт. Методика сопоставительной оценки вариантов вентильного генератора с различной пульсностью выпрямленного напряжения. - М.: Издательский дом МЭИ, Вестник МЭИ, 2014, №1.

5-8. Мыцык Г.С., Хлаинг Мин У. Вентильный генератор с кольцевой схемой соединения якорных обмоток и пульсностью выпрямленного напряжения 18./ Журнал «Электричество», 2015, №1. - С. 51^60.

5-9. Патент РФ №152206.на полезную модель Бесконтактная система генерирования постоянного тока // Авторы: Мыцык Г.С., Хлаинг Мин У. Опубл. 10.05.2015, Бюл.№13.

5-10. Патент РФ №2551904 на изобретение. Машинно-вентильный генератор постоянного тока // Авторы: Бериллов А. В., Мыцык Г.С., Румянцев М. Ю., Сизякин А. В., Хлаинг Мин У. Опубл. 10.06.2015, Бюл. №16.

5-11. Патент РФ №2569668 на изобретение. Система генерирования постоянного тока // Авторы: Бериллов А. В., Мыцык Г.С., Румянцев М. Ю., Сизякин А. В., Хлаинг Мин У. Опубл. 27.11.2015, Бюл.№33.

5-12. Балагуров В. А. Проектирование специальных электрических машин переменного тока: Учеб. пособие для студентов вузов. - М.: Высш школа, 1982. - 1982. - 272 с.,ил.

5-13 . Ян Найнг Мьинт, Маслов С.И. О возможности улучшения массога-баритных показателей вентильных генераторов / Радиоэлектроника, электротехника и энергетика / Восемнадцатая международная научно-техническая конференция студентов и аспирантов 1-2 марта 2012г., Москва./ Тезисы докладов. Том 2. - М.: Издательский дом МЭИ, 2012. - С.272^273.

5-14. Ян Наинг Мьинт. Исследование возможностей совершенствования электромашинных преобразователей для машинно-электронных генерирую-

щих систем автономных объектов. Автореферат дис. на соиск. уч. ст. к.т.н. -М.: НИУ «МЭИ», 2014. - 20 с.

5-15. Грузков С.А., Останин С.Ю., Сугробов А.М. магнитные материалы, обмоточные, монтажные и бортовые провода для систем электрооборудования летательных аппаратов// учебное пособие по курсам. Издательство МЭИ, 2005 - 182С.

5-16. Конденсаторы (каталог ОАО Элеконд). 2016г. - 140с.

5-17. Eduardo Prieto-Araujo, Adri'a Junyent-Ferr', David Lavernia-Ferrer and Oriol Gomis-Bellmunt. Decentralized Control of a Nine-phase Permanent Magnet Generator for Offshore Wind Turbines // IEEE, 2013.

5-18. H. Polinder, D. Bang. 10 MW Wind Turbine Direct-Drive Generator Design with Pitch or Active Speed Stall Control // 1-4244-0743-5/07/$20.00 ©2007 IEEE.

5-19. Иванов А.В., Климов В.И., Крутяков Е.А., Левин В.Н. Особенности работы инвертора с многоканальной широтно-импульсной модуляцией // электричество. - 1979. - №8. -С. 42-47.

5-20. Михеев В. В. Мыцык Г.С., Анцкайтис Г.В., Бродников С.Н. и др. Трехфазный инвертор для системы резервного электропитания. Практическая силовая электроника, 2005, С. 5-11.

5-21. Пронин М.В., Воронцов А. Г., Терещенков В. В. Моделирование системы электродвижения судна с многоканальными инверторами и двигателем на постоянных магнитах // V Международная (XVI всероссийская) конференция по автоматизированному электроприводу АЭП-2007. Санкт-Петербург, 18-21 сентября 2007.

5-22. Патент РФ №156362. на полезную модель Обратимый выпрямитель// Авторы: Бериллов А. В., Горякин Д.В., Мыцык Г.С. Опубл. 10.11.2013, Бюл.№31.

5-23. Olof Martander. DC Grids for Wind Farms. Department of Electric Power Engineering CHALMERS UNIVERSITY OF TECHNOLOGY Go'teborg, Sweden 2002.

5-24. Сергеев П.С. и др. Проектирование электрических машин. Изд. 3-е, переработ и доп. - М.: Энергия, 1969- 632с.

Глава 6

6-1. Авт. свид. 1714697, СССР, МКИ5 Н 01 F 27/24, H 01 F 3/02, H 01 F 3/08. Многостержневой пространственный сердечник для фильтр-трансформаторов / А.М. Соколов, Г.С.Мыцык, В.В.Михеев, Ю.В.Тиняков (СССР). - 3 с.: ил.

6-2. Стародубцев Ю.Н. Теория и расчет трансформаторов малой мощности. - М.: ИП Радио Софт, 2005. - 320 с.

6-3. Электрические конденсаторы и конденсаторные установки: Справочник В.П. Берзан, Б.Ю. Геликман, М.Н. Гураевский и др.; Под ред.Г.С. Кучинского. - М.: Энергоатомиздат, 1987. - 656 с .

6-4. Хлаинг Мин У, Мыцык Г.С. Структурно-параметрическая оптимизации импульсных регуляторов напряжения с многоканальным преобразованием. Вестник МЭИ, 2015, №4. -С54.^61. - М.: Издательский дом МЭИ.

Глава 7

7-1. Мыцык Г. С., Михеев В.В., Фридман П.М. Многоканальное построение преобразователей с промежуточным высокочастотным преобразованием // Электричество . - 1992, №4. - С.22-31.

7-2. http://www.newark.com/international-rectifier/irfp3077pbf/n-ch-mosfet-75v-200a-to-247ac/dp/08N6349.

7-3. Мыцык Г. С., Хлаинг Мин У. Вопросы структурно-алгоритмического и параметрического синтеза бортовых инверторов напряжения с промежуточным высокочастотным преобразованием // Научно-технические проблемы электропитания / Труды Всероссийской науч.-техн.-конф. - М.: Изд-о МАИ, 2006. - С.53-58.

7-4. Хасаев О.И. Транзисторные преобразователи напряжения и частоты. -М.: Наука, 1966. - 176 с.

7-5. Косов О.А., Хасаев О.И. Полностью управляемые тиристоры в уст-

ройствах автоматики. - М.: Энергия, 1970. - 113 с.

7-6. Мыцык Г.С. Об особенностях определения КПД трехфазного инвертора напряжения по мостовой схеме. Практическая силовая электроника 2014, №50 - С41-45.

7-7. Зиновьев Г.С. Работа инвертора напряжения в «обращенном» режиме. Повышение эффективности устройств преобразовательной техники. (Материалы научно-технической конференции, Киев, 1972 г.). Часть 4. - Киев: Наукова думка, 1973. - с.206-212.

7-8. Мыцык Г.С., Михеев В.В., Чесноков А.В. Синтез трехфазных инверторов с улучшенным качеством выходного напряжения // Электротехника . -1986. - №12. - С.40-50.

7-9. Ефимов А.А., Шрейнер Р.Т. Активные преобразователи в регулируемых электроприводах переменного тока / Под общей ред. Р.Т.Шрейнера. Но-воуральск: Изд.-во НГТИ,2001. - 250 с.

7-10. Bauer J. Single-phase pulse width modulated rectifier. Acta Polytechnica Vol. 48 No. 3/2008. - p. 84-87.

7-11. Горякин Д.В., Мыцык Г.С. Исследование режимов работы трехфазной мостовой инверторной схемы. Электричество, 2012, №5. - С.23-31.

7-12. L 'ubomir Grman, Martin Hra'sko, Jozef Kuchta, Jozef Buday. Single phase PWM rectifier in traction application. // Journal of Electrical Engineering, vol.62, №.4, 2011. - C 206-212.

7-13. Comparison of two kinds of high power factor switching power supply cipher schemes/ Electronic design technology development application and New Products/ May 14, 2012. http://ele-tech.com/html/comparison-of-two-kinds-of-high-power-factor-switching-power-supply-cipher-schemes.html

7-14. Satheesh and S. Ramamoorthy. Using High Power Density Single Phase PWM Rectifier with Active Ripple Energy Storage in Single Phase to Three Phase Drive System// Middle-East Journal of Scientific Research 12 (12) © IDOSI Publications, 2012.

7-15. Vojrech Blahnik, Zden^ek Peroutka, Jakub Talla. Advanced control

strategy for single-phase voltage source active rectifier with low harmonic emission // Journal of Electrical Engineering, vol.65, №.2, 2014. - C 121-124. (**).

7-16. Мыцык Г.С., Хлаинг Мин У. Параметрические взаимосвязи в дно-фазном малоискажающем выпрямителе на базе однофазного инвертора напряжения по мостовой схеме./ Журнал «Электричество», 2015, №9. - С. 40-48.

7-17. Хлаинг Мин У. Упрощенная методика расчета характеристик регулируемого широтным способом однофазного инвертора напряжения. Н-т/ журнал «Практическая силовая электроника», 2014г., № 54 - С.46-51.

7-18. Мыцык Г.С., Пью Мьинт Тхейн., Хлаинг Мин У. О влиянии структурно-алгоритмической организации инверторов на их показатели качества. «Практическая силовая электроника», 2012г., №48. - С.25-33.

7-19. Мыцык Г.С., Мирошниченко А.В., Хлаинг Мин У. Некоторые результаты исследования полумостовой инверторной схемы. «Практическая силовая электроника», 2013г., № 50 - С.6-12.

Глава 8

8-1. ГОСТ Р 54073— 2010. Системы электроснабжения самолетов и вертолетов. / Общие требования и нормы качества электроэнергии. Москва 2011.

8-2. Виноградов А.Б., Изосимов Д.Б., Флоренцев С.Н., Коротков А.А. Управление станцией автономного электроснабжения в составе транспортного средства./ «Электричество» №9/2009.

8-3. Грабовецский Г.В., Коробков Д.В., Харитонов С.А. Несимметричная нагрузка в системе генерирования электрической энергии с инвертором напряжения/ доклады ТУСУРа, №1(25), часть 1, июнь 2012.

8-4. Чаплыгин Е.Е., Малышев Д.В. Спектральные модели автономных инверторов напряжения с широтно-импульсной модуляцией./ «ЭЛЕКТРИЧЕСТВО» №8/1999.

8-5. Чаплыгин Е.Е., Агудов А.Н., Московка А.А. Анализ инвертора напряжения, работающего на разветвленную сеть потребителей./ Электротехника, 2000. №4.

8-6. Изосимов Д.Б., Байда С.В. Алгоритмы векторной широтно-импульсной модуляции трехфазного автономного инвертора напряжения.// Электротехника, 2004. №4.

8-7. Чаплыгин Е.Е., Калугин Н.Г., Рыбальченко И.Ю. Входные фильтры инверторов напряжения с несимметричной нагрузкой./ Практическая силовая электроника, 2005, №18.

8-8. Обухов С.Г., Чаплыгин Е.Е., Кондратьев Д.Е. Широтно-импульсная модуляция в трехфазных инверторах напряжения // «Электричество» №8/2008.

8-9. Чаплыгин Е.Е. Двухфазная широтно-импульсная модуляция в трехфазных инверторах напряжения./ «Электричество» №8/2009.

8-10. Виноградов А.Б., Изосимов Д.Б., Флоренцев С.Н., Коротков А.А. Станция автономного электроснабжения./ «Электронные компоненты» №11/2010.

8-11. Чаплыгин Е.Е., Вилков А.Е., Хухтиков С.В. Широтно-импульсная модуляция с пассивной фазой в трехфазных инверторах напряжения с дополнительным полумостом./ «Электричество» №8/2012.

8-12. J. Joe Brislin, J. Chelladurai, B. Vinod, M. Sundaram. Modulation Strategies For Three Phase Inverters Supplying Unbalanced Three Phase Loads International Journal of Innovative Research in Science, Engineering and Technology, Volume 3, Special Issue3, March 2014 , Tamil Nadu, India.

8-13. M. Mokhtari, S. Golshannavaz, D. Nazarpour and F. Aminifar. Design of an Asymmetrical Three-phase Inverter for Load Balancing and Power Factor Correction Based on Power Analysis/ Journal of Electrical Engineering & Technology Vol. 6, No. 3, pp. 293~301, 2011 DOI: 10.5370/JEET.2011.6.3.293 293.

8-14. Мыцык Г.С. Принцип синтеза эффективных модулирующих воздействий для трехфазных устройств преобразовательной техники // Труды Московского энергетического института / Тематический сборник «Полупроводниковые преобразователи для промышленности и транспорта. Выпуск 613. 1986- С.55-62.

8-15. Пью Мьинт Тхейн., Хлаинг Мин У., Мыцык Г.С. Модификация упрощенной методики расчета Г-образного ЬС фильтра. Н-т/ журнал «Практическая силовая электроника», 2012г., №45. - С.18-26.

8-16. Хлаинг Мин У, Мыцык Г.С. Трехфазные инверторы напряжения по мостовой схеме, не чувствительные к не симметрии нагрузки. Издательский дом МЭИ. - М. «Вестник МЭИ», 2016, №4. - С.62-68.

Публикации

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах: публикации в ведущих рецензируемых изданиях, рекомендованных ВАК

РФ:

1. Бериллов А.В., Мыцык Г.С. Хлаинг Мин У. Об особенностях проектирования и возможностях улучшения показателей качества инверторов с промежуточным высокочастотным преобразованием. / Вестник МЭИ, 2007, № 4. -С. 85-92.

2. Пью Мьинт Тхейн., Хлаинг Мин У., Мыцык Г.С. Модификация упрощенной методики расчета Г-образного ЬС фильтра. Н-т/ журнал «Практическая силовая электроника», 2012г., №45. - С.18-26.

3. Мыцык Г.С., Пью Мьинт Тхейн., Хлаинг Мин У. О влиянии структурно-алгоритмической организации инверторов на их показатели качества. «Практическая силовая электроника», 2012г., №48. - С.25-33.

4. Мыцык Г.С., Мирошниченко А.В., Хлаинг Мин У. Некоторые результаты исследования полумостовой инверторной схемы. «Практическая силовая электроника», 2013г., № 50 - С.6-12.

5. Мыцык Г. С., Хлаинг Мин У., Комлев И.В. О способе улучшения массогабаритных показателей автотрансформаторно-выпрямительных устройств. «Электричество», 2013, №12. - С. 43 - 50.

6. Маслов С.И., Мыцык Г.С., Хлаинг Мин У, Ян Найнг Мьинт. О влиянии топологии и числа фаз якорной обмотки на показатели качества вентильного генератора. «Электричество», 2014, №2. - С. 32-40.

7. Маслов С.И., Мыцык Г.С., Хлаинг Мин У, Ян Наинг Мьинт. Методика сопоставительной оценки вариантов вентильного генератора с различной

пульсностью выпрямленного напряжения. «Вестник МЭИ», 2014, №1. С50.-57. - М.: Изда-й дом МЭИ.

8. Хлаинг Мин У. Упрощенная методика расчета характеристик регулируемого широтным способом однофазного инвертора напряжения. «Практическая силовая электроника», 2014г., № 54 - С.46-51.

9. Мыцык Г.С., Хлаинг Мин У. Вентильный генератор с кольцевой схемой соединения якорных обмоток и пульсностью выпрямленного напряжения 18. «Электричество», 2015, №1. - С. 51-60.

10. Хлаинг Мин У, Мыцык Г.С. Сопоставительный анализ вариантов шестифазного вентильного генератора. «Практическая силовая электроника», 2015г., № 57 - С.16-20.

11. Мыцык Г.С., Хлаинг Мин У. Параметрические взаимосвязи в дно-фазном малоискажающем выпрямителе на базе однофазного инвертора напряжения по мостовой схеме. «Электричество», 2015, №9. - С.40-48.

12. Хлаинг Мин У. Взаимосвязь массы дросселей индуктивности фильтров переменного и постоянного тока от их энергии. «Практическая силовая электроника», 2015г., № 57 - С.21-24.

13. Хлаинг Мин У, Мыцык Г.С. Об эффективности использовании трансфильтров и сглаживающих дросселей в структурах преобразователей с многоканальным преобразованием. «Электричество», 2015, №7. - С.37-44.

14. Хлаинг Мин У, Мыцык Г.С. Структурно-параметрическая оптимизации импульсных регуляторов напряжения с многоканальным преобразованием. Издательский дом МЭИ. - М. «Вестник МЭИ», 2015, №4. - С.54.-61.

15. Хлаинг Мин У, Мыцык Г.С. Трехфазные инверторы напряжения по мостовой схеме, не чувствительные к не симметрии нагрузки. Издательский дом МЭИ. - М. «Вестник МЭИ», 2016, №4. - С. .- .

Патенты

16. Патент на полезную модель №76183. Преобразователь постоянного напряжения в переменное (варианты) // Авторы: А.В.Берилов, С.Ф.Коняхин, Г.С.Мыцык, Хлаинг Мин У, В.А.Цишевский. Опубл. 10.09. 2008. Бюл. №6.

17. Патент РФ на изобретение №2366068. Способ преобразования постоянного напряжения в переменное // А.В. Берилов, С.Ф.Коняхин, Г.С.Мыцык, Хлаинг Мин У, В.А. Цишевский. Опубл. 27.08. 2009. Бюл. №24.

18. Патент РФ №152206. на полезную модель Бесконтактная система генерирования постоянного тока // Авторы: Мыцык Г.С., Хлаинг Мин У. Опубл. 10.05.2015, Бюл.№13.

19. Патент РФ №2551904 на изобретение. Машинно-вентильный генератор постоянного тока // Авторы: Бериллов А. В., Мыцык Г.С., Румянцев М. Ю., Сизякин А. В., Хлаинг Мин У. Опубл. 10.06.2015, Бюл. №16.

20. Патент РФ №2569668 на изобретение. Система генерирования постоянного тока // Авторы: Бериллов А. В., Мыцык Г.С., Румянцев М. Ю., Сизякин А. В., Хлаинг Мин У. Опубл. 27.11.2015, Бюл.№33.

Другие публикации в других журналах, сборниках научных трудов, материалах научно-технических совещаний, симпозиумов

21. Мыцык Г.С. Хлаинг Мин У. Вопросы структурно-алгоритмического и параметрического синтеза бортовых инверторов напряжения с промежуточным высокочастотным преобразованием. Научно-технические проблемы электропитания / Труды Всероссийской науч.-техн.-конф. - М.: Изд-о МАИ, 2006. - С.53-58.

22. Бериллов А.В., Маслов С.И., Мыцык Г.С. Хлаинг Мин У Автономная система электроснабжения на базе асинхронного генератора с переменной частотой вращения вала./ научно-технический журнал Электропитание (ЭП), 2011, №2. - С.12-19.

23. Мыцык Г.С., Хлаинг Мин У. Имитационное компьютерное моделирование как средство проектирования и решения изобретательских задач // Труды международной научно-методической конференции «Информатизация инженерного образования 15-16 апреля 2014 г., Москва»: Изд.-о МЭИ, 2014г - С.443-446.